Moritz Späh, Lutz Weber, Benjamin Hanisch Verbesserter … · 2011. 11. 16. · 4.6.3 Kraft-Sensoren auf Dehnungsmessstreifen-Prinzip (DMS) 38 4.6.4 Elektro-dynamische Sensoren 40

Moritz Späh, Lutz Weber, Benjamin Hanisch

Verbesserter baulicher Schallschutz durch aktive Körperschallisolation haustechnischer Anlagen

Fraunhofer IRB Verlag

F 2746

Bei dieser Veröffentlichung handelt es sich um die Kopie des Abschlußberichtes einer vom Bundesministerium für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung -BMVBS- im Rahmen der Forschungsinitiative »Zukunft Bau« geför-derten Forschungsarbeit. Die in dieser Forschungsarbeit enthaltenen Darstellungen und Empfehlungen geben die fachlichen Auffassungen der Verfasser wieder. Diese wer-den hier unverändert wiedergegeben, sie geben nicht unbedingt die Meinung des Zuwendungsgebers oder des Herausgebers wieder.

Dieser Forschungsbericht wurde mit modernsten Hochleistungskopierern auf Einzelanfrage hergestellt.

Die Originalmanuskripte wurden reprotechnisch, jedoch nicht inhaltlich überarbeitet. Die Druckqualität hängt von der reprotechnischen Eignung des Originalmanuskriptes ab, das uns vom Autor bzw. von der Forschungsstelle zur Verfügung gestellt wurde.

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2010

ISBN 978-3-8167-8434-0

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F 2746

IBP-Bericht B-BA 2/2010

Verbesserter baulicher Schallschutz durch aktive Kör-perschallisolation haustechnischer Anlagen

Der Forschungsbericht wurde mit Mitteln der Forschungsinitiative Zukunft Bau des Bundesamt für Bauwesen und Raumordnung gefördert (Aktenzeichen: Z6-10.08.18.7-07.34 / II 2-F20-07-44)

Die Verantwortung für den Inhalt des Berichts liegt bei den Autoren.

Projektleiter: M. Späh

Bearbeiter: M. Späh, L. Weber, B. Hanisch

ffitraunhsf*rräp

Fraunhofer-lnstitut f ür Bauphysik IBP

Forschung, Entwicklung,

Demonstrarion und Beralung au'den Gebieten der Bauphysik

Zulassung neuer Baustoffe,

Bauteile und Bauarten

Bauaufsichtlich anerkannte Stelle fürPrüfung, Uberwachung und Zertifizierung

I nstitutsleitungUniv.-Prof. Dr.-lng. Gerd Hauser

Univ.-Prof . Dr.-lng. Klaus Sedlbauer

IBP-Bericht B-BA 2/201 0

Verbesserter baulicher Schallschutz durch aktive Körper-schallisolation haustechnischer Anlagen

Durchgeführt im Auftrag des

Bundesamt für Bauwesen und Raumordnung

Aktenzeichen'. Z6-10.08.1 8.7-07 .34 / ll 2-F20-07-44

l7lrutsleitung

<-)Univ.-Prof. Dr.-lng

K. Sedlbauer

Abteilungsleiter Bearbeiter

(!*L---- f +^ LDr.-lng. P. Leistner

Fraunhofer-lnstitut f ür Bauphysik IBP

Nobelstraße lZ I tOSAg Stuttgart Institutsteil Holzkirchen Projektgruppe Kassel

Telefon +49 711 910-00 Fraunhoferstr. lO I A:OZO Valley Gottschalkstr. 2Ba | 34127 Kassel

Telefax +49 711 970-3395 Telefon +49 8024 643-0 Telefon +49 561 804-1870www.ibp.fraunhofer.de Telefax +49 8024643-366 Telefax +49 561 804-3187

Der Bericht umfasst

137 Seiten Text

3 Tabellen'135 Bilder

Dr. Moritz Späh, Dr. Lutz Weber, Benjamin Hanisch

Stuttgart, 20. Juli 2010

Dr. M. Späh

Fraunhofer-Institut für Bauphysik IBP IBP-Bericht B-BA 2/20102

Inhalt

1 Einleitung 6 1.1 Überblick über diesen Bericht 7

2 Übersicht über bestehende Literatur 7

3 Grundlagen der aktiven Körperschall-Isolation 8 3.1 Körperschall 8 3.2 Körperschall-Leistung 9 3.3 Empfangsplatte 9 3.4 Verlustfaktor 10 3.5 Passive Körperschall-Isolation 10 3.6 Wirkungsweise und prinzipieller Aufbau der aktiven Körperschall-

Isolation 11 3.7 Kontroll-Methode: Signal Vor- oder Rückspeisung (Feed forward oder

Feedback) 14 3.8 Steife oder flexible Bodenplatte 15 3.9 Signal-Rückspeisung (Feedback) 15 3.9.1 Passives Masse-Feder-Masse-System 16 3.9.2 Masse-Feder-Masse-System mit Signal-Rückspeisung (Feedback) 17 3.9.3 Masse-Feder-Masse-System mit Beschleunigungs-Rückspeisung

(Feedback) 19 3.9.4 Masse-Feder-Masse-System mit Auslenkungs-Rückspeisung

(Feedback) 20 3.9.5 Masse-Feder-Masse-System mit Schnelle-Rückspeisung (Feedback) 21 3.9.6 Stabilität bei Signal-Rückspeisung (Feedback) 22 3.10 Signal-Vorspeisung (Feedforward) 24 3.10.1 Masse-Feder-Masse-System mit Kraftvorspeisung (Feed forward) 25 3.11 Zusammenfassung 27

4 Aktive Körperschallisolierung – Aufbau und Komponenten 27 4.1 Prüfstand 27 4.2 Akustik-Mess-System 28 4.3 Messaufbau 29 4.4 Komponenten des Modellaufbaus 30 4.4.1 Beschreibung des Aktors 30 4.4.2 Zusatzmasse für den Aktor 31 4.4.3 Dynamische Eigenschaften des Aktors 32 4.5 Elastische Zwischenlage als passive Körperschall-Isolation 33


4.5.1 Beschreibung der elastischen Zwischenlage 33 4.5.2 E-Modul der elastischen Zwischenlage 35 4.6 Sensoren 36 4.6.1 Anforderungen an Sensoren 36 4.6.2 Piezo-elektrische Sensoren 37 4.6.3 Kraft-Sensoren auf Dehnungsmessstreifen-Prinzip (DMS) 38 4.6.4 Elektro-dynamische Sensoren 40 4.6.5 MEMS – Sensoren 40 4.7 Zusammenfassung 41

5 Voruntersuchungen 41 5.1 Admittanz von Quelle und Struktur 41 5.2 Admittanz des Aktors 43 5.3 Einfluss des Aluminium-Drahts und der Spannfutter 44 5.4 Zusammenfassung 48

6 Aktive Körperschallisolierung - Modellmessungen 48 6.1 Starrer Modellaufbau 49 6.1.1 Signal-Rückspeisung (Feedback) 49 6.1.2 Schnelle-Rückspeisung (velocity-Feedback) 51 6.1.3 Auslenkungs-Rückspeisung (displacement-Feedback) 54 6.1.4 Beschleunigungs-Rückspeisung (accleration-Feedback) 55 6.1.5 Kraft-Rückspeisung (force-Feedback) 56 6.1.6 Kraft-Vorspeisung (force-feed forward) 58 6.1.7 Zusammenfassung starrer Aufbau 60 6.2 Modellaufbau mit elastischer Zwischenlage (aktive mit passiver KSI

kombiniert) 61 6.2.1 Schnelle-Rückspeisung im Aufbau mit elastischer Zwischenlage 62 6.2.2 Kraft-Vorspeisung im Aufbau mit elastischer Zwischenlage 64 6.2.3 Zusammenfassung aktive mit passiver KSI kombiniert 65

7 Weitere Versuche am Modellaufbau 66 7.1 Verwendung einer Zusatzmasse am Aktor 66 7.2 Aufzeichnung eines realitätsnahen Anregesignals 67 7.3 Kombination von aktiver und passiver KSI mit praxisnahem

Anregesignal 68 7.3.1 Einfügungsdämm-Maß 70 7.3.2 Eingeleitete Körperschall-Leistung 72 7.3.3 A-bewertete eingeleitete Körperschall-Leistung 75 7.4 Veränderungen des Modellaufbaus zu einem realen

Befestigungselement 76 7.4.1 Starrer Modellaufbau ohne Aluminiumdraht und Spannfutter 77 7.4.2 Aktive Körperschall-Isolierung an einem Duschwannenfuß 80 7.4.3 Aktive Körperschall-Isolierung an zwei Duschwannenfüßen 83 7.5 Untersuchungen zur Verwendung alternativer Sensoren 87


7.5.1 Geophon zur Schnelle-Rückspeisung 88 7.5.2 DMS-Kraftaufnehmer zur Kraft-Vorspeisung 90 7.5.3 MEMS-Beschleunigungssensor zur Schnelle-Rückspeisung 93 7.6 Zusammenfassung 94

8 Aktive Körperschallisolierung in bauähnlicher Situation 94 8.1 Modellaufbau im Installationsprüfstand 95 8.1.1 Modellaufbau mit starrer Verbindung zur Bodenplatte 95 8.1.2 Modellaufbau mit elastischer Zwischenschicht zur Bodenplatte 99 8.2 Messungen an der Duschwanne im Installationsprüfstand 103 8.2.1 Duschwanne mit einem Fuß und mit elastischer Zwischenschicht

zur Bodenplatte 103 8.2.2 Duschwanne mit zwei Füßen und mit elastischer Zwischenschicht

zur Bodenplatte 105 8.2.3 Duschwanne mit vier Füßen und mit elastischer Zwischenschicht

zur Bodenplatte 107 8.3 Messungen an einer Whirlwanne aus Acryl (Hoesch) 110 8.3.1 Whirlwanne aus Acryl mit einem Fuß 111 8.3.2 Whirlwanne aus Acryl mit vier Füßen 114 8.4 Messungen an einer Whirlwanne aus Stahl-Email (Kaldewei) 116 8.5 Unterschiede in der Wannenkonstruktion und Folgerungen für die

Wirksamkeit von aktiven Systemen 122 8.6 Zusammenfassung 125

9 Zusammenfassung 125

10 Literatur 128

11 Anhang 132


Danksagung

Die vorliegenden Untersuchungen wurden durch den Betreuerkreis dieses Projekts, Herrn Arens

von der Firma Viega, Herrn Müller von Kaldewei, Herrn Hagel vom BBR, Professor Fischer von der

Hochschule für Technik, Stuttgart und Professor Mehra von der Universität Stuttgart unterstützt.

Für diese hilfreiche Mitarbeit seien allen herzlich gedankt. Weiterhin gilt unser Dank den Firmen

Kaldewei und Viega für die finanzielle und materielle Unterstützung dieses Projekts.

Dr. Yokho Aoki sei für die Unterstützung bei der Erarbeitung des Theorieteils dieses Berichts ge-

dankt.


1 Einleitung

Lärm wird in unserer Gesellschaft zunehmend als eine der bedeutendsten Umweltbelastungen

wahrgenommen. Lärm beeinträchtigt nicht nur die Konzentration und geistige Aufnahmefähig-

keit, sondern verursacht darüber hinaus Schlafstörungen, die bis zur nachhaltigen Störung der

Gesundheit gehen können [1]. Daher ist die Lärmbelastung in unserer Umwelt, vor allem aber

auch in Gebäuden, möglichst gering zu halten, da wir uns zu einem Großteil unserer Zeit in Ge-

bäuden aufhalten. Moderne Bauten bieten bei guter Planung in der Regel einen relativ guten

Schutz vor Lärm aus der Umwelt, der z.B. durch den wachsenden Verkehr entsteht.

Durch technische Anforderungen, aber auch durch ein erhöhten Komfort-Anspruch an Büro-

oder Wohngebäude, sind dagegen die Installationen in Gebäuden in ihrem Umfang steigend und

die Verwendung von elektrischen Antrieben zunehmend. Dies sind z.B. elektrisch betriebene Roll-

läden, Verschattungseinrichtungen, Lüftungsanlagen, Aufzüge, Pumpen für Heizung, Kühlung

und Solaranlagen, aber auch im Sanitärbereich z.B. Whirlwannen mit Pumpen und Gebläsen. Alle

diesen Installationen können, wie auch die klassischen Installationen wie Frisch- und Abwasserin-

stallationen, Ursache von Lärm in Gebäuden sein. Dabei ist diese Art von Lärm meist als sehr stö-

rend anzusehen, da der Informationsgehalt groß ist. Vor allem in sensiblen Räumen wie Schlaf-

räumen, und auch in Umgebungen mit geringem Störgeräuschpegel, sind Störungen durch In-

stallationen immer wieder Ursache von Beschwerden.

Betrachtet man das Geräuschspektrum von Installationen in Gebäuden, so ist dieses meist tief-

frequent dominiert, d.h. Frequenzen unterhalb von 1000 Hz werden in der Regel als störend

empfunden. Bei elektrischen Antrieben können die störenden Frequenzen in Einzelfällen auch

über 1000 Hz liegen, wenn die Drehzahl des entsprechenden Antriebs relativ hoch ist.

In der Regel werden zur Geräuschreduzierung passive Entkopplungsmaßnahmen zwischen der

Installation und dem Gebäude ergriffen, die im höheren Frequenzbereich oberhalb der Resonanz-

frequenz der Entkopplung eine deutliche Reduktion der Lärmbelastung bewirkt. Dagegen führen

diese Maßnahmen bei der Resonanz zu einer Erhöhung der Anregung des Gebäudes, unterhalb

der Resonanzfrequenz aber zu keiner nennenswerten Veränderung der Lärmsituation. Weiterhin

ist aus statischen oder konstruktiven Gesichtspunkten die Entkopplung von Installationen nur be-

grenzt möglich. Z.B. werden Wannenfüße mit elastischen Zwischenlagen zur Entkopplung aus-

gestattet, diese Zwischenlagen sind aber relativ steif, da die zulässige Einsenkung bei Befüllen der

Wanne begrenzt ist. Dies ist notwendig, da es sonst zu einem Abreißen der Randdichtung kom-

men könnte.

Als Alternative bzw. als Ergänzung von passiven Entkopplungsmaßnahmen bieten sich aktive Sys-

teme an, die vor allem im tiefen Frequenzbereich eine deutliche Wirksamkeit erzielen können [2,

3]. Als aktives System wird hier der Einsatz eines elektrodynamischen Schwingerregers bezeich-

net, der durch ein geeignetes Anregungssignal, das entgegen der primären Anregung wirkt, zu

einer Reduktion des in den Baukörper eingeleiteten Lärms führt. Damit wird insgesamt der von

der Installation verursachte Lärm in Gebäude verringert, was zu einer Reduktion der Störwirkung

im Gebäude führt. Der in diesem Forschungsvorhaben verfolgte Ansatz ist die Reduktion der

Körperschalleinleitung am Kontaktpunkt zwischen Installation und Gebäudestruktur. Dabei wird

auch für Installationen mit mehreren Kontaktpunkten z.B. Duschwannen oder Whirlpools ange-

nommen, dass sich solche Systeme unabhängig von einander betreiben lassen. Damit lassen sich


sehr einfache Systeme realisieren, die keine Steuerungs- oder Regelungsprozessoren benötigen.

Dies reduziert zum einen den technischen Aufwand, zum andern aber auch die Störanfälligkeit.

Ziel dieser Arbeit ist es, ein robustes und für den Bau anwendbares aktives Isolationselement auf-

zubauen und zu erproben. Dabei wird dieses System auch mit einem passiven Element kombi-

niert, da das aktive Element eher tieffrequent wirksam ist und sich mit der Wirksamkeit eines

passiven Elements bei höheren Frequenzen gut ergänzt. Dieses Element wird an einem einfachen

Modellaufbau untersucht, um festzustellen ob solche Systeme prinzipiell zu einer Reduktion der

Körperschalleinleitung von Installationen in der Lage sind und wie hoch diese Reduktion ausfällt.

Weiterhin wird das System beispielhaft an Sanitärinstallationen in einer gebäudeähnlichen Situa-

tion getestet und auf seine prinzipielle Anwendbarkeit erprobt.

1.1 Überblick über diesen Bericht

Nach der Einleitung in Kapitel 1 wird in Kapitel 2 eine Übersicht der bestehenden Literatur gege-

ben. Hierbei wird auf die Entwicklung der aktiven Schall- und Schwingungsreduktion im Allge-

meinen und die Anwendung der aktiven Körperschallisolierung eingegangen. In Kapitel 3 werden

die Grundlagen der passiven und aktiven Körperschallisolation erläutert. Dies geschieht anhand

eines Masse-Feder-Masse Systems mit einem Freiheitsgrad. Weiterhin wird auf die verschiedenen

Regelungs- und Steuerungsstrategien eingegangen und deren Unterschiede erklärt. In Kapitel 4

wird der verwendete Modellaufbau beschreiben und die Eigenschaften der Komponenten des

Aufbaus beschrieben. In Kapitel 5 werden Voruntersuchungen a den verwendeten Quellen und

der Empfangsstruktur sowie an Komponenten des Aufbaus beschrieben. Kapitel 6 zeigt die Er-

gebnisse der Messungen am Modellaufbau. Hier werden die Ergebnisse der verschiedenen Rege-

lungs- und Steuerungsstrategien dargestellt, der Einfluss verschiedener Anregespektren darge-

stellt und der Modellaufbau in einer reale Anwendungssituation getestet. Weiterhin werden Un-

tersuchungen mit alternativen Sensoren dargestellt. In Kapitel 7 werden Untersuchungen in einer

bauähnlichen Situation dargestellt, in der mit dem Modellaufbau, aber auch mit 3 verschiedenen

realen Quellen gearbeitet wurde. Hierbei wurde die Wirksamkeit der aktiven Systeme nicht nur

für die Körperschalleinleitung in das Empfangsbauteil, sondern auch für die diagonale Übertra-

gung in einen Empfangsraum aufgezeigt. In Kapitel 8 werden die Ergebnisse zusammengefasst

und ein Ausblick auf weiteres Vorgehen gegeben. Kapitel 9 gibt die verwendete Literatur wieder,

der Anhang ist in Kapitel 10 niedergelegt.

2 Übersicht über bestehende Literatur

Zu dem Themenkomplex der aktiven Schall- und Schwingungs-Reduktion (Active Sound and Vib-

ration Control ASVC) wurden von Guicking über 14000 Literaturstellen gesammelt und in [4]

veröffentlicht. Alle diese Arbeiten basieren auf dem Prinzip des Gegenschalls, das schon 1933

von Lueg in [5] beschrieben wurde und in [6] weiter ausgeführt wurde. In [7] gibt Guicking einen

Überblick über Aktive Lärm- und Schwingungsminderung. Die Anwendung dieser Methode kann

man in die aktive Lärmminderung (Active Noise Control ANC), Aktive Schwingungsminderung

(Active Vibration Control, AVC) und die Aktive Strömungsbeeinflussung grob unterteilen. Für alle

drei Anwendungsfelder gibt es eine große Anzahl von Literatur, denn die eingesetzten Systeme


sind stark von der Anwendung abhängig. So sind in der Vergangenheit relativ einfache Systeme

mit einfacher Sensor-Aktor Kombination, z.B. die sogenannten aktiven Schalldämpfer [8 bis 14]

zur Reduktion der tieffreqeuenten Schallemissionen von Abgasanlagen entwickelt worden. Da-

gegen wurden auch sehr komplexe Systeme untersucht, z.B. zur Reduktion des Lärms in Flug-

zeugen [15 bis 17] oder Fahrzeugen [18]. Dabei handelt es sich um Systeme, die mit vielen Sen-

soren und Aktoren, bei Palumbo [15] zum Beispiel mit 21 Aktoren und 32 Sensoren, in diesem

Falle Mikrofonen, arbeiten. In dieser Arbeit waren alle Sensoren und Aktoren miteinander ver-

netzt und über eine vielkanalige Regelungs- bzw. Steuerungseinheit verbunden. Diese Systeme

bedürfen hoher rechentechnischer Anforderungen und sind entsprechend komplex. Daher haben

sich viele der untersuchten Systeme bis heute nicht in der Praxis durchgesetzt, da hier weitere

Anforderungen wie z.B. Robustheit, geringe Kosten und einfache Applikation zum Tragen kom-

men. Weitere Entwicklungen werden durch die Erforschung von adaptiven Strukturen vorange-

trieben, bei denen nicht nur Sensor und Aktor, sondern auch die adaptive Regelung Bestandteil

des Struktursystems werden soll [19]. Als einziges System haben sich bis jetzt allerdings erst akti-

ve Kopfhörer in einem breiteren Markt durchgesetzt [23], bei denen durch aktive Lärmkontrolle

der Umgebungslärm deutlich reduziert wird. Diese werden sowohl für den professionellen Einsatz

z.B. bei Hubschrauberpiloten, als auch im Verbrauchermarkt z.B. von Sennheiser und Bose ange-

boten.

Der Bereich der aktiven Schwingungsminderung kann in drei wesentliche Anwendungsfelder ge-

gliedert werden: die aktive Beeinflussung einer Struktur zur Reduktion der Schallabstrahlung [24

bis 29], der aktiven Beeinflussung der Schalldämmung (von mehrschichtigen Konstruktionen) [30,

31], sowie der aktiven Beeinflussung der Körperschallübertragung. Hierbei hat vor allem die akti-

ve Schwingungsisolierung von empfindlichen Geräten [32] z.B. Satelliten und Mikroskopen, aber

auch von Maschinen zu industriellen Anwendungen geführt [33 bis 35]. Die aktive Schwingungs-

isolierung hat inzwischen auch in die VDI Richtlinien Eingang gefunden [36]. Hier werden Hinwei-

se zur Anwendung von aktiver Schwingungsisolierung gegeben. Damit hat diese Technik einen

Stand erreicht, bei dem mit einer deutlich größeren Verbreitung zu rechnen ist.

Für die Anwendung der aktiven Körperschallisolierung von Installationen im Bau liegen keine Un-

terlagen vor. Dies mag daran liegen, dass die verwendeten System in der Regel an sehr viel teue-

ren Maschine oder Geräten zum Einsatz kommen, zum anderen aber auch daran, dass im Bau-

wesen eher unkomplizierte und wartungsarme Systeme zu Anwendung kommen. Der Bereich

der Sanitärinstallationen im Gebäude ist schon lange ein akustisches Problemfeld [37 bis 49]. Vor

allem im tiefen Frequenzbereich ist die Wirksamkeit von passiven Körperschall-Isolierungen stark

eingeschränkt, so dass sich hier aktive Systeme prinzipiell anbieten.

3 Grundlagen der aktiven Körperschall-Isolation

3.1 Körperschall

Das Teilgebiet der Akustik, das sich mit der Entstehung, der Weiterleitung und der Abstrahlung

von zeitlich wechselnden Bewegungen und Kräften in festen Strukturen beschäftigt, wird in der

Physik als Körperschall bezeichnet [50].


Eine weitere Unterteilung wird oft durch die menschliche Wahrnehmung von Schwingungen

vollzogen. Die bevorzugt durch die taktile Wahrnehmung vom Menschen erfassten Vibrationen

von Festkörpern werden von Schwingungen oder auch Erschütterungen genannt. Dies ist vor al-

lem bei sehr tiefen Frequenzen der Fall. Die durch das Hören von Luftschall, der durch die Ab-

strahlung der Festkörper bedingt ist, wahrgenommenen Vibrationen werden als Körperschall be-

zeichnet. Dabei handelt es sich um die für den Menschen hörbaren Frequenzen zwischen ca.

16 Hz und ca. 20000 Hz.

Der Unterschied zum Luftschall liegt darin, dass in Festkörpern auch Schubspannungen und

Schubdeformationen auftreten können, die dazu führen, dass sich nicht nur Kompressionswellen

wie beispielsweise in Gasen, sondern auch Schubwellen und Kombinationen aus beiden ausbrei-

ten. Das Körperschallfeld kann deshalb im Gegensatz zum Luftschallfeld nicht mit einem Skalar

(Schalldruck) und einem Vektor (Schallschnelle) beschrieben werden. Stattdessen wird ein Vektor,

wie beispielsweise die Schnelle zur Beschreibung und Beurteilung herangezogen.

Für die Schallabstrahlung in die umgebende Luft ist das Biegewellenfeld von Platten dominant.

Da im Bau in der Regel von plattenförmigen Bauteilen ausgegangen werden kann, muss vor al-

lem die Anregung des Biegewellenfeldes auf Platten berücksichtigt werden. Dagegen können

Quasi-Longitudinalwellen auf Platten nur durch ihre Poisson-Ausdehnung zu Abstrahlung führen.

Diese Abstrahlung kann daher vernachlässigt werden [20]. Die wichtigste Anregung der Biege-

wellen erfolgt durch Kräfte senkrecht zur Plattenoberfläche. Die Momenten-Anregung kann da-

gegen in der Regel ebenso vernachlässigt werden [21].

3.2 Körperschall-Leistung

Die eingeleitete Körperschall-Leistung ist die wichtigste Größe, um Körperschallquellen zu cha-

rakterisieren. Sie berechnet sich nach [50] am Einleitungspunkt aus:

*ˆˆ21 vFP ⋅⋅= (1)

mit P der komplexen Körperschall-Leistung, durch den Unterstrich als komplexe Größe kenntlich

gemacht, dem Scheitelwert der Kraft am Kontaktpunkt und der komplex konjugierten Schnelle

am Kontaktpunkt. Die in das Fernfeld abfließende und dort zu Körperschallabstrahlung führende

Körperschall-Leistung ist der Realteil

{ }*ˆˆRe21 vFP ⋅⋅= (2)

der komplexen Leistung. Diese Leistung wird durch das Kreuz-Spektrum zwischen Kraft F und

Schnelle v messtechnisch beschrieben.

3.3 Empfangsplatte

Körperschallquellen können auch mit der Empfangsplattenmethode charakterisiert werden [21,

22]. Hierbei wird die Körperschall-Leistung durch das mittlere Schnellequadrat 2~v


2~vmP ⋅⋅⋅= ωη (3)

und dem Verlustfaktor η , der Kreisfrequenz ω und der Masse m der Empfangsplatte be-

stimmt, wenn die Quelle an der Empfangsplatte befestigt ist. Die Methode lässt eine recht ge-

naue Bestimmung der Körperschall-Leistung zu. In dieser Arbeit wurde auf die Bestimmung der

Körperschall-Leistung zur Untersuchung der Wirksamkeit der aktiven Körperschallisolierung in der

Regel verzichtet. Die Modell-Untersuchungen wurden an einer Empfangsplatte durchgeführt, an-

statt des mittleren Schnellequadrats wurde die Schnelle in der Regel lediglich an einer Position

auf der Empfangsplatte (mindestens 1 m entfernt von der Kontaktstelle der Quelle) als Refere-

renzsignal gewählt, das es galt durch die aktive Körperschall-Isolierung zu reduzieren. Dabei blie-

ben der Verlustfaktor der Platte, die Masse und die Kreisfrequenz unverändert.

3.4 Verlustfaktor

Der Verlustfaktor beschreibt die Verluste der Schwingungen von Bauteilen. Dabei können diese

durch innere Verluste im Material, durch Abstrahlung und durch Verluste in angrenzende Bautei-

le entstehen. Er ist definiert aus dem Quotient aus den pro Schwingungsperiode verlorenen me-

chanisch Schwingungsenergie zur wieder gewinnbaren Schwingungsenergie der entsprechenden Struktur. In [50] wird folgende Definition des Verlustfaktors η gegeben:

r

v

WW⋅⋅

=π

η2

(4)

Mit vW der verlorengegangenen Energie in J und rW der wieder gewinnbaren Energie in J.

Messtechnisch lässt sich der Verlustfaktor einer Struktur durch die Messung der Körperschall-

nachhallzeit T bestimmen. Die Körperschallnachhallzeit beschreibt die Zeit, in der der Schall-

schnellepegel auf einer Struktur nach Abschalten der Anregung auf den millionsten Teil seines

Ausgangswertes abgesunken ist. Der Verlustfaktor ist nach [50]

Tf ⋅=

2.2η (5)

mit f der Frequenz und T der Nachhallzeit.

3.5 Passive Körperschall-Isolation

Ein wichtiges Mittel den Körperschalleintrag in ein Gebäude zu verringern bilden weich federnde

oder elastische Zwischenelemente. Diese werden zwischen den schwingenden Objekten und der

zu schützenden Struktur angebracht. Die Wirkungsweise dieses Systems lässt sich durch ein be-

dämpftes Feder-Massesystem beschreiben (siehe Abschnitt 3.8.1). Oberhalb der Resonanzfre-

quenz bewirkt dieses eine Verringerung der eingeleiteten Kraft. Im Bereich der Resonanzfrequenz

wird die Schallübertragung dagegen verstärkt. Passive Körperschall-Isolierungen werden in vielen

Bauformen und Anwendungen eingesetzt, deren Auslegung ist aber immer ein Kompromiss aus

Isolierwirkung und Stabilität.


3.6 Wirkungsweise und prinzipieller Aufbau der aktiven Körperschall-Isolation

Die Grundidee der aktiven Körperschall-Isolation ist die aktive Einspeisung eines dem Primärsignal

entgegenwirkenden Signals (mit einer Phasenverschiebung von 180°), so dass das Primärsignal

ausgelöscht oder zumindest deutlich gemindert wird. Dies ist für den eindimensionalen Fall in ei-

nem Kanal in Bild 1dargestellt.

Bild 1: Prinzip der aktiven Schallkompensation in einem Rohr, nach Guicking [7].

Damit es zu einer merklichen Reduktion der Schallwellen im Bereich nach dem Lautsprecher

kommt, darf der Fehler in der Amplitude und der Phase nicht allzu groß sein. In Bild 2 ist darge-

stellt, mit welchen Fehlern welche Dämpfung des Signals noch erreichbar ist.

Bild 2: Erreichbare Dämpfung in Abhängigkeit von Amplituden- und Phasenfehler, nach [23].

Um eine Dämpfung um 10 dB zu erreichen, kann ein maximaler Amplitudenfehler von ±3 dB

oder ein Phasenfehler von ca. ± 18° zugelassen werden. Dies bedeutet, dass das Sekundärsignal

sehr ähnlich in seiner Amplitude und sehr nahe bei -180° zum Primärsignal liegen muss, um eine

deutliche Reduktion zu bewirken.

In Analogie zum in Bild 1dargestellten eindimensionalen Kanal für den Luftschall wird in diesem

Bericht die Verbindung einer Körperschallquelle mit einer Empfangsstruktur als eindimensionaler


Wellenleiter angesehen. Dabei stellt die Verbindung einen Stab dar, der durch die Körperschall-

quelle zu Longitudinalwellen angeregt wird. Gelingt es durch die Einleitung einer Gegenkraft ei-

ne gegen-phasige Überlagerung von Sekundär- und Primärwelle zu erreichen, so führt dies zu ei-

ner Reduktion der Körperschallübertragung. In diesem Modell bleibt die Übertragung durch Bie-

gewellen auf dem Stab unberücksichtigt. Dies ist in vielen Fällen zulässig, da es im Bau in der Re-

gel um die Anregung von Biegewellen auf plattenförmigen Bauteilen geht. In diesen Fällen ist die

Körperschallanregung durch einen Befestigungsstab oder Anlagenfuß durch die Kraft senkrecht

zur Plattenoberfläche zur Anregung von Biegewellen in der Bauwerksplatte dominierend. Wei-

terhin führt die Ausführung von passiven Körperschallisolationen zwischen Installation und Bau-

teil (z.B. Wannenfüße) zu einer Unterdrückung der Körperschalleinleitung durch Biegewellen im

Verbindungsstab. Das Modell ist in Bild 3 dargestellt.

Bild 3: Modell des Verbindungselements einer Körperschallquelle mit dem Gebäude.

Das Modell zeigt einen sehr einfachen Aufbau, der nicht bei allen Körperschallquellen im Bau ge-

geben ist. Einige Installationen besitzen aber Verbindungselemente, die ähnlich aufgebaut sind,

z.B. Wannenfüße von Dusch- und Badewannen oder auch Rohrschellen-Halterungen. Die Wirk-

samkeit von aktiven Körperschall-Isolierungen ist stark abhängig von der jeweiligen Konstruktion,

wie dieser Bericht zeigen wird. Dieses einfache Modell ermöglicht uns aber, die genannten Kon-

struktionen im Wesentlichen abzubilden. Außerdem ist die Konstruktion relativ einfach, um die

Vorgänge zu verstehen und um zu testen, ob die Anwendung von aktiven Elementen zur Reduk-

tion von Körperschalleinleitung in Gebäude durch Installationen prinzipiell funktionieren kann.

Das gewählte Modell bietet die Möglichkeit, einen einfachen Modellaufbau zu erstellen, an dem

die wesentlichen Untersuchungen durchgeführt wurden.

Für die aktive und semi-aktive Körperschall-Isolation gibt es eine Vielzahl verschiedener Ansätze.

In vereinfachter Form sind einige in Bild 4 schematisch dargestellt.


Bild 4: Schematische Darstellung von passiver und aktiver Köperschall-Isolation, nach [2].

Jede dieser Konstruktionen besitzt Vor- und Nachteile. Die herkömmliche passive Isolation mit

Feder und Dämpfer ist in a) dargestellt. Wird der Dämpfer variabel ausgeführt, so erhält man eine

semi-aktive Isolation, b). Dies ist in vielen Fällen eine einfache und preisgünstige Lösung, die in

vielen Fällen aber eine geringere Wirksamkeit aufweist. In c) ist eine Konstruktion einer semi-

aktiven Isolation dargestellt, bei der der Aktor parallel zur passiven Isolation wirkt und eine Kraft

auf den schwingenden Körper und auf die Struktur ausübt. Dieses System besitzt bei tiefen Fre-

quenzen in der Regel eine gute Wirksamkeit, hat aber bei hohen Frequenzen Nachteile, da hohe

Frequenzanteile über den Aktor auf die Struktur übertragen werden können, und damit die

Wirksamkeit der passiven Isolierung bei hohen Frequenzen gemindert wird. Eine hohe Wirksam-

keit bei tiefen Frequenzen bedarf eines großen Schwingwegs, der die Verwendung von magne-

tostriktiven oder piezokeramischen Aktoren ausschließt. Stattdessen müssen hierfür pneumati-

sche, hydraulische oder elektromagnetische Aktoren verwendet werden. Gegen die Verwendung

von pneumatischen und hydraulischen Aktoren sprechen deren Gewicht und deren Versorgung.

Der In d) und e) ist eine Konstruktion mit Aktor dargestellt, der in beiden Fällen gegen eine Iner-

tial-Masse arbeitet, in d) dient er zu (gegen-phasigen) Anregung des schwingenden Körpers, in e)

zu Anregung der tragenden Struktur. Bei diesen Konstruktionen ist die geringe Wirksamkeit bei

hohen Frequenzen nicht problematisch, da in diesem Frequenzbereich die passive Isolation wirkt.

Dagegen werden in diesen Fällen bei schweren Maschinen eine große Masse und ein entspre-

chend großer Aktor benötigt. In e) ist eine Konstruktion dargestellt, bei der eine Zwischenmasse

am passiven Element befestigt ist. Diese Zwischenmasse wird durch den Aktor mit der schwin-

genden Masse verbunden. In diesem Falle muss der Aktor die Masse der Quelle aufnehmen und

muss deshalb in der Regel größer sein als in den anderen Fällen. Der Vorteil ist, dass das aktiv

System von der tragenden Struktur entkoppelt ist, was in einigen Fällen für die Stabilität des Sys-

tems von Vorteil ist. Alle dargestellten Fälle von b) bis f) werden als semi-aktiv bezeichnet, da sie

eine Kombination von passivem und aktivem Element darstellen [2]. Alle semi-aktive Systeme be-

nötigen ein Kontroll-System (Sensor – und Regler), die in dieser Darstellung nicht gezeigt sind.

Wichtig ist bei der Anwendung von aktiven Körperschallisolierungen, dass alle Übertragungswe-

ge berücksichtigt werden. Ist dies nicht möglich oder wird ein Übertragungsweg vergessen, so


kann das System sogar zur Verstärkung der übertragenen Schwingung führen. Dies gilt auch für

die Übertragung über einen Luftschall-Pfad, z.B. bei geringem Abstand von Quelle zur Struktur.

Die Auslegung einer Körperschall-Isolation ist oft ein Kompromiss zwischen guter Isolationswir-

kung und statischer Stabilität. Die Verwendung eines aktiven Elements kann diese Abstimmung

deutlich verbessern, da diese vor allem im tiefen Frequenzbereich wirksam ist, wo das passive

Element keine Wirksamkeit zeigt bzw. sogar durch Resonanzüberhöhung negative Auswirkungen

auf die Transmission besitzt.

3.7 Kontroll-Methode: Signal Vor- oder Rückspeisung (Feed forward oder Feedback)

Für die aktive Schall- und Körperschall-Isolierung gibt es zwei unterschiedliche Ansätze: die Signal

Vor- und Rückspeisung. Die Signalvorspeisung benötigt ein Signal der Störung vor dem Aktor,

das verstärkt und in seiner Phase gedreht auf den Aktor gespeist wird, so dass das Primärsignal

mit dem phasengedrehten Signal überlagert wird und eine Auslöschung oder deutliche Redukti-

on im weiteren Verlauf des Wellenleiters auftritt. Dies wird auch als Steuerung bezeichnet. Dage-

gen wirkt die Signal Rückspeisung auf die Weise, dass das Signal von der zu beruhigenden Struk-

tur herrührt. Dieses Signal wird verstärkt und in seiner Phase gedreht auf den Aktor rück-

gespeist, so dass die Schwingung der Struktur selbst reduziert wird. Dies wird auch als Regelung

bezeichnet. Damit wird klar, dass durch Signal-Rückspeisung keine gesamte Auslöschung erreicht

werden kann, da in diesem Falle auch das Regelsignal null wäre.

Die Signalvorspeisung zeigt daher in vielen Fällen eine bessere Wirksamkeit. Sie benötigt aber da-

zu ein gut korreliertes Signal der Störung. Dieses Signal zu bekommen ist für einfache periodi-

sche Anregung, wie zum Beispiel bei einer rotierenden Maschine, relativ einfach, oder für den

Fall, in dem die Quelle einen ausreichend großen Abstand zum aktiven Element besitzt, so dass

ein Gegensignal zeitgleich zum Primärsignal erzeugt werden kann. In diesem Fall ist auch die

Dämpfung von zufälligen Signalen wie Rauschen möglich. Theoretisch kann die Signalvorspei-

sung die Anregung der Empfangsstruktur komplett unterdrücken. In diesem Fall muss aber die

Übertragungsfunktion zwischen Sensor und Aktor mit im Regler berücksichtigt werden. Hierzu

gab es in der Vergangenheit viele Untersuchungen. Der Einsatz von digitaler Signalverarbeitung

und digitalen Filtern, die auf DSP’s implementiert werden, haben diese Anwendungen deutlich

voran gebracht. Allerdings ergibt sich aus der Kompensation der Übertragungsfunktion das Prob-

lem, dass sich diese durch äußere Einflüsse z.B. Temperatur verändern kann. Daher wurden hier-

zu adaptive Systeme entworfen, die diesen Drift der Übertragungsfunktion wiederum berücksich-

tigt. Alle diese Regler haben den Nachteil, dass sie zum einen eine größere Verarbeitungszeit des

Signals benötigen, zum anderen das die Filterung die Phasenlage frequenzabhängig verändert.

Insgesamt benötigen diese Regler einen hohen rechentechnischen Aufwand. Deshalb wurde in

diesem Vorhaben auf Digitalisierung und Filterung verzichtet, so dass ausschließlich das analoge

Signal des Sensors Verstärkt und invertiert wurde. Damit ist die Wirksamkeit des Systems redu-

ziert, aber die Robustheit und die Anwendbarkeit sind damit deutlich höher.

Ein systembedingter Nachteil von der Signal-Rückspeisung ist ihre Tendenz, bei zu starker Ver-

stärkung instabil zu werden. Dies ist durch die Rückkopplungsschleife bedingt, und zeigt sich

durch eine sich immer weiter verstärkende Anregung einer bestimmten Frequenz, wie es auch

bei Rückkopplungen von Lautsprecher und Mikrofon kommen kann. Auf der anderen Seite benö-

tigt aber gerade die Signal-Rückspeisung eine große Verstärkung, um wirksam zu sein.


Daher wird in der Regel die Signal-Vorspeisung gewählt, wenn ein entsprechendes kohärentes

Signal vorliegen kann. Die Signal-Vorspeisung verändert nicht die dynamische Übertragungsfunk-

tion des zu kontrollierenden Systems und ist systembedingt deutlich stabiler. [2]

3.8 Steife oder flexible Bodenplatte

Maschinen werden oft auf massiven Fundamenten aufgestellt, bei denen man von einer steifen

Masse ausgehen kann. Dagegen werden Installationen im Bau meist auf der Bodenplatte oder an

den Wänden befestigt. Damit sind sie an Strukturen befestigt, die selbst flexibel sind und

Schwingungsmoden in dem Frequenzbereich aufweisen, in dem die Schwingungsisolierung wir-

ken soll. In diesen Fällen können passive Isolierungen relativ geringe Wirkung zeigen [2]. Bei einer

Verwendung von unabhängigen aktiven Isolierungen an den verschiedenen Kontaktpunkten

kann es schwierig sein, die Struktur komplett zu beruhigen, weil die Kontroll-Signale von einan-

der abhängig sind. Zur Realisierung von sehr wirksamen aktiven Körperschallisolierungen werden

deshalb oft vernetzte mehrkanalige Regler eingesetzt, die die Steuersignale aus den Sensorsigna-

len aller Kontaktpunkte generieren. Die Abhängigkeit der Signale voneinander ist aber im Bau

auch von der Entfernung der Kontaktpunkte abhängig. So können Quellen als unabhängig be-

trachtet werden, wenn ihre Entfernung größer als eine halbe Biegewellenlänge des Bauteils aus-

einander liegen [51]. Bei den in diesem Bericht verwendeten Quellen, Duschwannen oder Whirl-

wannen, aber auch bei Rohrschellen liegen die Kontaktpunkte mindestens ca. 0.7 m von einan-

der entfernt. Bei einer Betondecke mit einer Dicke von 0.18 m ergibt sich daraus eine Frequenz

von ca. 1600 Hz, über der die Kontaktpunkte als unabhängig betrachtet werden können. Der

Frequenzbereich, in dem die aktiven Elemente wirken sollen, liegt deutlich unterhalb dieser Fre-

quenz, nämlich im Frequenzbereich zwischen 50 und 1000 Hz. Trotzdem wurden in dieser Arbeit

unabhängige Systeme betrachtet, denn diese sind in ihrer Anwendung deutlich einfacher und

preisgünstiger.

3.9 Signal-Rückspeisung (Feedback)

Wie schon unter 3.2 beschrieben ist die Signal-Rückspeisung die gängige Methode, wenn es

nicht möglich ist, das Störungssignal rechtzeitig vor dem Aktor zu erfassen. In diesem Abschnitt

wird ein einfaches Masse – Feder – Masse-System beschrieben, um die Wirkungsweise des akti-

ven Systems modellhaft zu beschreiben und die Auswirkungen von verschiedenen Varianten der

Signal-Rückspeisung zu erläutern. Weitere Informationen über aktive Systeme sind z.B. [2] zu

entnehmen.


3.9.1 Passives Masse-Feder-Masse-System

Als einfaches Masse-Feder-Masse-System wird das in Bild 5 dargestellte System herangezogen.

Bild 5: Schematische Darstellung eines Schwingungssystems mit einem Freiheitsgrad.

Die anregende Kraft wird mit

)(ˆ twjA eFf ⋅= (6)

angenommen. Dabei ist F̂ der Maximalwert der Kraft und ω die Kreisfrequenz:

fπω 2= (7)

Die Federkraft ergibt sich zu:

)( xyCfF −⋅−= . (8)

Dabei ist C die Federsteifigkeit in [N/m]. Die Dämpfungskraft ist:

)( xyDfD && −⋅−= (9)

Mit D dem Dämpfungsgrad in [Ns/m]. Die Bewegungsgleichung der Masse mQ ergibt ist:

( ) ( ) ( ) ( ) ( ) AQ FtxCtxDtyCtyDtym −+=++ &&&& , (10)

und die Bewegungsgleichung der Empfangsstruktur ms ist:

( ) ( ) ( ) ( ) ( )tyCtyDtxCtxDtxmS +=++ &&&& (11)


Die Transfer-Admittanz zwischen erzeugter Schnelle auf dem Empfangsbauteil mS und anregen-

der Kraft FA ist:

( )AFtx

FvA

&== (12)

Die erste Ableitung der Auslenkung x ist die Schnelle xv

( ) ( ) ( )txjtxtvx ω== & (13)

Die zweite Ableitung der Auslenkung x ist die Beschleunigung a :

( ) ( ) ( )txtxtax2ω−== && (14)

Durch einsetzen der Gleichungen (13) und (14) in die Bewegungsgleichungen (5) und (6) und

nach Umstellung nach der Transfer-Admittanz ergibt sich diese zu:

( ) ( )( )SQS mDjCmmDjCDjCjA 22 ωωωω

ωω−+++

+= (15)

Bei ungedämpftem System (D=0) steigt die Admittanz bei der Eigenresonanz ins Unendliche. Dies

bedeutet, dass der Nenner null wird. Damit lässt sich die Resonanzfrequenz für das ungedämpfte

System ableiten zu:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+=

QS mmC 11

0ω (16)

Die Federsteifigkeit einer elastischen Zwischenlage errechnet sich aus:

S

S

lAE

C = (17)

Mit E dem E-Modul des Materials, SA der Querschnittsfläche und Sl der Länge bzw. Dicke des

Federelements. Im Folgenden wird die Wirkung der verschiedenen Signal-Rückspeisungen bei-

spielhaft für dieses Modell dargestellt. Für das Modell werden folgende Werte angenommen:

Sm = 0.5 kg, Qm = 230 kg, C =8000 N/m, D =0.001

3.9.2 Masse-Feder-Masse-System mit Signal-Rückspeisung (Feedback)

Zur Aktivierung der Körperschallisolierung wird an das in 3.4.1 gezeigte System ein Sensor am

Empfangselement angebracht, der das Signal über einen Verstärker G auf einen Aktor rückge-

speist. Das Modell ist in Bild 6 gezeigt.


Bild 6: Masse-Feder-Masse Schwingungssystem mit einem Freiheitsgrad und Signalrückspeisung

(Feedback).

In diesem Fall wird also die Schwingung der Empfangsstruktur mS vom Sensor erfasst und auf

den Aktor zurückgespeist. Die Bewegungsgleichungen ergeben sich dann mit:

( ) ( ) ( ) ( ) ( ) RAQ FFtxCtxDtyCtyDtym +−+=++ &&&& , (18)

für die Masse mQ und :

( ) ( ) ( ) ( ) ( )tyCtyDtxCtxDtxmS +=++ &&&& (19)

für die Masse mS.

Das Sensorsignal wird mit einem Beschleunigungssensor erfasst. Durch Integration des Signals ist

es möglich, ein schnelle-proportionales Signal zurückzuspeisen, durch zweifache Integration kann

ein auslenkungs-proportionales Signal zurückgespeist werden. In Bild 7 ist ein Blockdiagramm ei-

nes Feedback-Systems dargestellt.

Bild 7: Vereinfachtes Blockdiagramm eines Systems mit Signalrückspeisung (Feedback).


Die Grafik in Bild 7 zeigt, dass das zurück-gespeiste Signal von der Struktur x abgegriffen wird,

die durch das System in ihrer Schwingung reduziert werden soll. Dieses Steuerungs-Signal yS wird

durch die Verstärkung V in seiner Amplitude erhöht und gegen-phasig zum Primärsignal yP ein-

gespeist, so dass sich die Anregung y und damit die Schwingung x verringert.

3.9.3 Masse-Feder-Masse-System mit Beschleunigungs-Rückspeisung (Feedback)

Bei der Beschleunigungs-Rückspeisung wird das gemessene Signal invertiert über einen Verstär-

ker auf den Aktor gespielt. Dabei ist die Aktor-Kraft:

( ) ( )txGtxGf R2ω−== && (20)

Durch einsetzen in Gleichung (18) und (19) und umstellen erhält man in diesem Fall die Admit-

tanz mit

( ) ( ) ( )( )SQS mDjCmmGDjCDjCjA 22 ωωωω

ωω−+−−+

+−= (21)

Die Transfer-Admittanz ist für verschiedene Verstärkungsfaktoren G in Bild 8 dargestellt.

Bild 8: Transfer-Admittanz des Systems mit Beschleunigungs-Rückspeisung (rot: G=0, grün: G=

16, blau G= 32, schwarz G= 64). Erhöhung der Übertragung unterhalb der Resonanzfrequenz

sowie Verringerung der Übertragung oberhalb der Resonanzfrequenz.

Die Grafik zeigt bei steigender Verstärkung G des rückgespeisten Beschleunigungssignals die Ver-

schiebung der Resonanzfrequenzen zu tieferen Frequenzen sowie eine Erhöhung der Übertra-

gung unterhalb der Resonanzfrequenz und eine Verringerung oberhalb der Resonanzfrequenz.

Hier wird in manchen Fällen wegen der Verschiebung der Resonanzfrequenz zu tieferen Frequen-

zen von einer „zusätzlichen aktiven Masse“ gesprochen.


Die Anwendung der Beschleunigungs-Rückspeisung ist dann sinnvoll, wenn man einzelne weit

auseinander liegende Resonanzen, z.B. Moden der Bodenplatte, vorliegen hat, die durch zusam-

mentreffen tonalen Komponenten der Quelle stark angeregt werden. Dann kann durch verstim-

men der Frequenzen die Körperschalleinleitung reduziert werden. Ähnlich verhält sich das System

mit der Auslenkungsrückspeisung.

3.9.4 Masse-Feder-Masse-System mit Auslenkungs-Rückspeisung (Feedback)

Bei der Auslenkungs-Rückspeisung wird ein der Auslenkung proportionales Signal dem Aktor

über einen Verstärker rückgespeist. Bei Verwendung eines Beschleunigungs-Sensors muss dieses

Signal doppelt integriert werden. Im Modell bedeutet dies, das

( )txGf R = (22)

Durch einsetzen in Gleichung (18) und (19) und umstellen erhält man in dann die Admittanz mit:

( ) ( ) ( )SSQ mGDjCmDjCmDjCjA 222 ωωωωω

ωω+++−+

+= (23)

Das Verhalten des Systems ist in Bild 9 dargestellt, bei dem wiederum die Verstärkung G variiert

wurde.

Bild 9: Transfer-Admittanz des Systems mit Auslenkungs-Rückspeisung (rot: G=0, grün: G= 4E6,

blau G= 8E6, schwarz G= 16E6). Damit Verringerung der Übertragung unterhalb der Resonanz-

frequenz sowie Erhöhung der Übertragung oberhalb der Resonanzfrequenz.

Mit Erhöhung der Verstärkung verschiebt sich die Resonanzfrequenz des Systems zu höheren

Frequenzen. Damit verhält sich das System ähnlich zu einer Erhöhung der Steifigkeit. Deshalb

wird dies auch durch die Bezeichnung „zusätzliche aktive Steifigkeit“ bezeichnet. Diese Verschie-


bung führt zu einer Verringerung der Übertragung unterhalb der Resonanzfrequenz und zu einer

Erhöhung oberhalb der Resonanzfrequenz. Wie auch bei der Beschleunigungsrückspeisung ist

diese Verschiebung nur bei sehr vereinzelt auftretenden Resonanzen eine sinnvolle Methode, um

die Körperschall-Einleitung zu verringern. Bei plattenförmigen Bauteilen im Bau mit mehreren Re-

sonanzen (Plattenmoden) sind beide Methoden nicht zielführend.

3.9.5 Masse-Feder-Masse-System mit Schnelle-Rückspeisung (Feedback)

Bei der Schnelle-Rückspeisung wird für das durch den Beschleunigungs-Sensor gemessene Signal

einmal integriert und invertiert über einen Verstärker auf den Aktor gespielt. Dabei ist die Aktor-

Kraft:

( ) ( )txGtxGf R ω== & (24)

Durch einsetzen in Gleichung (18) und (19) und umstellen erhält man in die Admittanz mit:

( ) ( ) ( )( )SQS mDjCmmjGDjCDjCjA 2ωωωωωω

ωω+−−+++−

+−= (25)

Die Transfer-Admittanz bei Schnelle-Rückspeisung ist mit verschiedenen Verstärkungsfaktoren G

in Bild 10 gezeigt.

Bild 10: Transfer-Admittanz des Systems mit Schnelle-Rückspeisung (rot: G=0, grün: G= 500,

blau G= 100, schwarz G= 2000). Damit Verringerung der Übertragung bei der Resonanzfrequenz

durch eine „zusätzliche Dämpfung“.

Bild 10 zeigt die Transfer-Admittanz des Systems bei Schnelle-Rückspeisung. Dabei wirkt die Er-

höhung der Verstärkung G des rückgespeisten Signals wie eine zusätzliche „aktive Dämpfung“,

die die Überhöhung der Resonanz reduziert. Bei Systemen mit mehreren Freiheitsgraden wirkt die


Rückspeisung auf alle Freiheitsgrade, so dass bei der Schnelle-Rückspeisung alle Resonanz-

Überhöhungen reduziert werden. Daher bietet sich die Schnelle-Rückspeisung auch im Bau an,

da dabei alle Moden der Empfangsstruktur bei der Übertragung reduziert werden.

Voraussetzung für die Wirksamkeit des Systems ist aber, dass die Signalrückspeisung gegen-

phasig zur Anregung stattfindet. Daher ist sie nur tieffrequent wirksam. Bei höheren Frequenzen,

bei denen die Wellenlängen deutlich kleiner sind, kann in realen Systemen die Phasenbeziehung

zwischen Primärsignal und Sekundärsignal drehen, so dass es hier zur Verstärkung des Summen-

signals kommen kann. Dann wird bei der Signalrückspeisung der gegenteilige Effekt erzielt.

3.9.6 Stabilität bei Signal-Rückspeisung (Feedback)

Ein wesentliches Problem bei der Anwendung von Feedback-Systemen ist die Stabilität des Reg-

lerkreises. Ab einer gewissen Verstärkung des zurück-gespeisten Signals kann es zur Instabilität

des Systems kommen. In diesem Fall wird ein zu hohes Signal zurückgespeist, das sich durch die

Regelschleife immer stärker verstärkt. Im günstigsten Falle wird dieses Signal durch Unlinearitäten

im Regelkreis begrenzt und es kommt zu einem Pfeifen oder Piepsen, im ungünstigsten Fall wer-

den Komponenten im Regelkreis durch die Instabilität des Systems zerstört. Dieses Verhalten ist

auch durch Rückkopplungen zwischen Lautsprecher und Mikrofon bekannt. Um die Stabilität von

Feedback-Systemen zu ermitteln bestehen verschiedene Möglichkeiten. Die einfachste ist dabei

die Nyquist-Methode. Bei der Nyquist-Darstellung wird der Imaginärteil der Übertragungsfunktion

zwischen Aktor und Sensor über dem Realteil dieser Funktion aufgetragen, während die Kreisfre-

quenz ω von ∞− auf ∞+ ansteigt. Das Nyquistkriterium besagt nun, dass ein System, dessen

Aktor-Sensor-Übertragungsfunktion bei der Nyquist-Darstellung nicht den Punkt -1+j0 schneidet

oder im negativen Realteil überschreitet, stabil ist.

Um das Nyquistkriterium zu Untersuchen muss die Übertragungsfunktion PH des passiven Sys-

tems ohne Verstärkung (offene Reglerschleife „open loop“) in Nyquist-Darstellung aufgetragen

werden.

Die Übertragungsfunktion PH ist

P

passP y

xH = (26)

Mit passx der Bewegungsgröße der angeregten Struktur und py der Eingangsgröße der Anre-

gung. Dabei ist passx

Ppass ySx ⋅= (27)

Mit der passiven Übertragungsfunktion S zwischen Anregung y und Systemantwort x.

Für die offene Reglerschleife ist:

SHP = (28)


Wird die Reglerschleife geschlossen, wird die Übertragungsfunktion zu

P

aktA y

xH = (29)

Mit aktx der Bewegungsgröße der angeregten Struktur bei aktivem Feedback. Sie ist dabei:

Pakt ySG

Sx ⋅⋅+

=1

(30)

Mit V der Übertragungsfunktion des elektrischen Regelkreises. In einem idealisierten System kann

diese durch den Verstärkungsfaktor G (frequenz-unabhängig und phasentreu) gleichgesetzt wer-

den.

Die Übertragungsfunktion des aktiven Systems wird durch einsetzen von (29) in (30) zu:

SVSH A ⋅+

=1

(31)

Wird der Term SV ⋅ = -1, so wird der Nenner zu Null und die Übertragungsfunktion geht über

alle Grenzen. Dies ist der Zustand der Instabilität für dieses System. Der Wert -1+j0 im Nyquist-

Diagramm wird daher Nyquistpunkt genannt.

Beispielhaft ist die Übertragungsfunktion des Modellaufbaus in Bild 11 gezeigt, der detailliert im

Kapitel 5 beschrieben ist.


Bild 11: Nyquist-Diagramm der Übertragungsfunktion des Modellaufbaus, beschrieben in Kapi-

tel 5, mit Darstellung des Nyquistpunktes am Schnittpunkt mit der negativen Achse des Realteils.

Geht man nun von einem Verstärker aus, der keinen Einfluss auf die Phase hat, sowie einen ein-

heitlichen Verstärkungsfaktor G besitzt, so kann dieser maximal den Faktor 13890 aufweisen.

Dann erreicht G*V den Wert -1 +j0. In der Regel besitzt die Rückkopplungs-Schleife, mit dem

verwendeten Ladungsverstärker, dem Leistungsverstärker und dem Aktor selbst, einen nicht per-

fekten Frequenzgang, so dass dieser Verstärkungswert nur einen Anhaltspunkt darstellt. Wie aus

Bild 11 ersichtlich wird, kann eine Rückkopplungs-Schleife, bei der auch die Phase gedreht wird,

eventuell auch bei einer geringeren Verstärkung zu Instabilität des Systems führen. Weitere Krite-

rien für die Stabilität eines Feedback-Systems sind in [2] angegeben.

In dieser Arbeit wurde neben dem Nyquistkriterium die Stabilität des Modellaufbaus experimen-

tell ermittelt. Durch schrittweise zunehmende Verstärkung des rückgespeisten Signals wurde der

Verstärkungsbereich ermittelt, bei dem die Signal-Rückspeisung zu einem Minimum der System-

antwort führte. Bei weiterer Erhöhung der Verstärkung stieg die Systemantwort wieder an, bis es

bei weiterer Verstärkung zur Instabilität des Systems führte. Dies war dann auch durch die Ab-

strahlung eines für Rückkopplungen typischen Pips-Geräusches deutlich wahrnehmbar.

3.10 Signal-Vorspeisung (Feedforward)

Anstatt ein Regelungssignal von dem zu beruhigenden Bauteil zur Rückspeisung zu verwenden,

kann, wenn dies möglich ist, auch ein Referenzsignal am Eingang des Systems verwendet wer-

den, das zur Generierung eines zum Primärsignal gegen-phasigen Sekundärsignals dient. Das be-

dämpfte Masse-Feder-Massesystem mit Kraftvorspeisung ist in Bild 12 dargestellt.

Realteil Re {HP}

Imag

inär

teil

Im {H

P}


Bild 12: Masse-Feder-Masse Schwingungssystem mit einem Freiheitsgrad und Signalvorspeisung

(Feedforward).

Das Referenzsignal wird mit einem Kraftsensor erfasst und durch einen Ladungsverstärker ver-

stärkt. Dieses Signal wird durch einen Leistungsverstärker mit variabler Verstärkung nochmals

verstärkt und invertiert auf den Aktor gegeben. In Bild 13 ist ein Blockdiagramm eines Feedback-

Systems dargestellt.

Bild 13: Vereinfachtes Blockdiagramm eines Systems mit Signalvorspeisung (Feed forward).

Das Primärsignal yP und das Sekundärsignal yS überlagern sich im weiteren Verlauf destruktiv und

reduzieren damit die Schwingung x. Wichtig ist, dass das Sekundärsignal sehr schnell am Aktor

anliegt, so dass es dem Primärsignal gegen-phasig überlagert wird. Eine digitale Signalverarbei-

tung führt oft zu einer zu großen Zeitverzögerung, so dass bei den hier beschriebenen Versuchen

keine digitale Signalverarbeitung eingesetzt wurde.

3.10.1 Masse-Feder-Masse-System mit Kraftvorspeisung (Feed forward)

Für das in Bild 12 gezeigte Masse-Feder-Massesystem mit Kraftvorspeisung kann die Gegenkraft

mit

AR GFF = (32)


angegeben werden. Dabei ist G wiederum der Verstärkungsfaktor.

Durch einsetzen in Gleichung (18) und (19) ergibt sich die Admittanz des Systems dann zu:

( ) ( )( ) ( )( )SQS mDjCmmDjC

DjCGjA 22

1ωωωω

ωω−+++

++−−= (33)

Die Transfer- Admittanz bei Kraft-Vorspeisung ist mit verschiedenen Verstärkungsfaktoren G in

Bild 14 gezeigt.

Bild 14: Transfer-Admittanz des Systems mit Kraft-Vorspeisung (rot: G=0, grün: G= 0.2, blau G=

0.4, schwarz G= 0.6). Verringerung der Übertragung durch das aktive System im gesamten Fre-

quenzbereich.

Die Kraft-Vorspeisung verringert die Übertragungsfunktion im gesamten Frequenzbereich. Dies

ist auch direkt aus Gleichung (33) ersichtlich. Bei G=1, d.h. bei einem dem Primärsignal überla-

gerten Sekundärsignal, das genau gegen-phasig und mit derselben Amplitude wie das Primärsig-

nal eingespeist wird, wird das Ausgangssignal zu null. Um dies zu erreichen, muss in der Praxis

die Übertragungsfunktion zwischen Sensor und Aktor, die frequenzabhängig ist, berücksichtigt

und kompensiert werden. Dies wird in vielen Anwendungen versucht [31]. Da sich diese durch

äußere Einflüsse verändern kann, wird durch adaptive Filter versucht, diese Änderungen mit zu

berücksichtigen. Allerdings ist die Berücksichtigung der Übertragungsfunktion oft nur mit digita-

len Filtern möglich. Dies ist in der Regel recht aufwendig und ist oft problematisch, da diese Sig-

nalverarbeitung zu Verzögerungen in der Signallaufzeit führt. In diesem Projekt wurde deshalb

auf digitale Filter verzichtet. Anstatt dessen wurde ein analoges System verwendet. Damit er-

reicht man eine sehr schnelle Signalverarbeitung sowie ein robustes System, bei dem geringe Ver-

änderungen im Übertragungssystem unproblematisch sind.


3.11 Zusammenfassung

In diesem Kapitel werden die Grundlagen von Körperschall, der passiven und aktiven Körper-

schallisolierung und die Grundlagen der verwendeten Kontroll-Methoden beschreiben. Anhand

eines einfachen Masse-Feder-Masse-Systems mit einem Freiheitsgrad werden die Auswirkungen

der verschiedenen möglichen Signale bei der Vor- oder Rückspeisung prinzipiell dargestellt. Die

Problematik der Instabilität von Systemen mit Signal-Rückspeisung (Feedback) wird erläutert und

eine Methode der Analyse wird dargestellt. Für weitere Informationen zu aktiver Körperschalliso-

lation wird auf die Literatur, z.B. [2 und 3] verwiesen.

4 Aktive Körperschallisolierung – Aufbau und Komponenten

4.1 Prüfstand

Die in diesem Projekt durchgeführten Modellmessungen wurden im 3-D Empfangsplattenprüf-

stand im IBP durchgeführt. Weitere Messungen wurden im Installationsprüfstand durchgeführt

und sind in Kapitel 8 beschrieben.

Der 3-D Empfangsplattenprüfstand besteht aus drei zueinander orthogonal angeordneten Stahl-

betonplatten. Die Bodenplatte und die beiden Wandplatten sind voneinander entkoppelt aufge-

stellt und simulieren eine Raumecke. Die Platten besitzen eine Modenverteilung, die ähnlich der

im Bau vorkommenden Platten ist. Der Prüfstand ist ein Vorgängermodell des Empfangsplatten-

prüfstands, der in DIN EN 15657 Teil 1 [22] beschrieben ist. Ein wesentlicher Unterschied besteht

darin, dass die Platten mit einer Dicke von 80 mm etwas dünner sind. Außerdem sind die Wand-

platten durch elastischen Zwischenlagen von der Bodenplatte entkoppelt, aber auf der Boden-

platte des Prüfstands aufgestellt Ein weiterer Unterschied ist, dass die Verluste des Prüfstands ge-

ringer sind, als in DIN EN 15657-1 angegeben. Durch die Entkoppelung der drei Platten ist es

möglich, die Einleitung der Körperschallenergie z.B. von Eckwannen in drei Raumrichtungen zu

untersuchen. In diesem Projekt wurde nur die Bodenplatte für die Versuche verwendet. Der 3-D

Empfangsplattenprüfstand ist in Bild 15 dargestellt.


Bild 15: 3-D Empfangsplattenprüfstand im IBP

Die Bodenplatte des Empfangsplattenprüfstands hat die Abmessungen 2,70 m x 2,10 m und

weist eine Dicke von 0,08 m auf. Mit der Dichte für Stahlbeton von 2300 kg/m³ berechnet sich

die Masse der Platte auf 1043 kg. Sie ist teilflächig auf gemischtzelligem Polyurethanschaumstoff

(Produktbezeichnung: Sylomer) gelagert. Bei der Verteilung der Polyurethanschaumstoffstreifen

wurde darauf geachtet, dass eine optimale Flächenpressung des Sylomers erreicht wird. Die Re-

sonanzfrequenz der Platte mit der elastischen Zwischenschicht wurde auf unter 20 Hz abge-

stimmt. Eine detaillierte Beschreibung des Prüfstands ist in Anhang C gegeben.

Die durch ein Prüfobjekt eingeleitete Körperschall-Leistung wird durch Gleichung (3) bestimmt.

Dabei wird neben dem Verlustfaktor und der Masse das gemittelte Schnellequadrat der Emp-

fangsplatte benötigt. Da diese Messung aufwändig ist, wurde bei vielen Untersuchungen darauf

verzichtet, die Schnelle auf der Platte zu mitteln. Anstatt dessen wurde an einer Referenzposition

im Fernfeld mit einen Abstand von > 1 m zur Anregung der Schnellepegel gemessen. Dieser

wurde bei gleicher Anregung mit und ohne passives Isolationselement sowie mit aktivem System,

das aus oder eingeschaltet war, gemessen. Aus dem Vergleich der Schnellepegel wurde die Wirk-

samkeit der passiven und aktiven Isolation bestimmt. In einer weitergehenden Analyse wurde in

wenigen Fällen auch die eingeleitete Körperschall-Leistung in Anlehnung an DIN EN 15657-1 be-

stimmt.

4.2 Akustik-Mess-System

Als Mess-System wurde das PC-basierte Softwarepaket Artemis von Head Acoustics eingesetzt.

Für die Datenerfassung wurde das Frontend SQlab III von Head Acoustics verwendet, das Mehr-

kanal-Aufzeichnungen mit einer hohen Abtastrate von 48 kHz ermöglicht. Diese aufgezeichneten

Signale ermöglichen die nachträgliche Analyse mittels Artemis und auch die Wiedergabe der Ge-

räusche. Mit dieser Messtechnik war es möglich, alle relevanten Größen aufzuzeichnen, so dass

eine ausführliche Analyse des Messaufbaus möglich war.


4.3 Messaufbau

Die grundlegenden Untersuchungen in dieser Arbeit wurden an dem hier beschriebenen Mo-

dellaufbau durchgeführt. Variationen dieses Messaufbaus wurden durchgeführt und werden wei-

ter unten beschrieben. Der Messaufbau repräsentiert eine punktförmige Körperschallquelle, wie

z.B. einen Badewannenfuß oder eine Befestigung einer Rohrschelle. Der Aufbau ist in Bild 16

schematisch dargestellt. Bild 17 zeigt ein Foto des Modellmessaufbaus.

Bild 16: Schematische Darstellung des Modellaufbaus mit Signal-Rückspeisung (Feedback)

Der in Bild 16 gezeigte Aufbau wurde gewählt, da er eine einfache Konstruktion darstellt, die im

Bau an verschiedenen Installationen vorkommt. Das eingeleitete Signal ist in der Realität z.B. die

Schwingung der Rahmenkonstruktion einer Wanne oder einer Rohrschelle. Diese wird im Mo-

dellaufbau durch einen von einer Hilfskonstruktion abgehängten Schwingerreger, hier Shaker

genannt, simuliert. Dabei wurde ein Shaker von Typ 4810 der Firma Brüel & Kjær eingesetzt.

Darunter schließt sich ein durch zwei Bohrfutter zentrierter Draht an. Dieser dient dazu, eine Ein-

leitung von Momenten in die Konstruktion zu unterbinden oder zumindest deutlich zu reduzie-

ren. Dies geschieht dadurch, dass dieser Draht in axialer Richtung steif ist, aber bei Beanspru-

chung auf Biegung, die durch ein Moment erzeugt wird, sehr weich wirkt. Oberhalb der ersten

Biegeresonanz wird die Momenten-Übertragung über den Draht deutlich reduziert. Unter dieser

Konstruktion wurde ein Kraftaufnehmer befestigt, der die in die darunter liegende Konstruktion

eingeleitete Kraft misst. Die gesamte Konstruktion stellt für die Bodenplatte eine Kraftquelle dar.

Daher wird diese vor allem durch Kraft-Anregung zu Schwingungen angeregt. Die wesentliche

Größe bei der Körperschall-Übertragung stellt deshalb die Kraft dar, die mit diesem Kraftsensor

gemessen werden kann. Unterhalb dieses Kraftaufnehmers schließt sich die eigentliche Befesti-

gungsstruktur an. In diesem Fall ist es eine Gewindestange mit Gewinde M6. Diese ist durch ein

Verbindungsstück mittels Zwei-Komponenten-Klebstoff (Hottinger Schnellklebstoff) starr mit der

Bodenplatte verbunden, dargestellt in Bild 17.


Bild 17: Fotografie des Modellaufbaus mit starrer Verbindung zur Bodenplatte.

4.4 Komponenten des Modellaufbaus

4.4.1 Beschreibung des Aktors

Als Sekundärquelle, die das Gegensignal aufbringt, wurde ein sogenannter „Körperschall-

Lautsprecher“ verwendet. Dieser wird in dieser Arbeit mit Aktor bezeichnet. Es handelt sich dabei

um ein elektrodynamisches System, das als Inertialsystem eingesetzt wird. Dies bedeutet, dass der

Aktor gegen die eigene Masse des federnd gelagerten Rings arbeitet.

Der Aktor besteht aus einem zylinderförmigen Dauermagnet, der mittig durchbohrt ist. Durch

diese Bohrung wird die Gewindestange gesteckt und beidseitig durch Muttern befestigt, Bild 17.

Über Kunsstoff-Federn ist ein Metallring mit dem Magneten verbunden. Dieser Ring trägt innen-

seitig eine Wicklung, so dass bei Betrieb des Aktors eine Kraft auf die Gewindestange aufge-

bracht wird. Dabei arbeitet der Aktor in der verwendeten Konfiguration gegen die Masse des

Rings. Die wesentlichen Bestandteile des Aktors sind in Bild 18 dargestellt.


Bild 18: Fotografie des zerlegten Aktors. Links: Metallring mit Wicklung, Mitte: Dauermagnet,

Rechts: Feder-Elemente zur Verbindung der einzelnen Teile.

Der Ring stellt mit den Federn und dem Dauermagneten selbst ein Masse-Feder-Masse-System

dar. Dieses kann ebenfalls durch das in 3.9.1 beschriebene Schwingungssystem vereinfacht dar-

gestellt werden. Die dynamischen Eigenschaften des Aktors sind in Abschnitt 4.4.3 beschrieben.

Der in dieser Arbeit verwendete Aktor ist ein handelsübliches Gerät. Dies hat den Vorteil, dass er

preislich günstig ist und dass er daher für die praktische Umsetzung in Frage kommt. Überlegun-

gen zur Verwendung von Piezo-Stack-Aktoren innerhalb dieses Projekts wurden angestellt, aller-

dings wurden diese aus praktischen Gründen verworfen. Nicht zu letzt spricht ein Preis von meh-

reren tausend Euro für einen Piezo-Stack-Aktor mit benötigter Verstärkungseinheit gegen die

praktische Verwendung dieser Technologie. Der hier verwendete Aktor wird unter der Bezeich-

nung Körperschallwandler oder Körperschalllautsprecher vertrieben. Die Leistung wird mit 100 W

angegeben. Im Handel werden diese Körperschallwandler für Hifi-Systeme im Automobilbereich

und in Heimkinoanlagen eingesetzt.

4.4.2 Zusatzmasse für den Aktor

In einigen Varianten der Untersuchungen wurde der Aktor mit einem zusätzlichen Massering ver-

sehen. Der Massering ist in Bild 19 dargestellt.

Bild 19: Fotografie des zusätzlichen Masserings für den Aktor.

Der Massering besteht aus Stahl, ist symmetrisch aufgebaut und hat eine Masse von 395 g. Da

der Aktor selbst ein Masse-Feder-Massesystem darstellt, kann durch Veränderung der beiden

Massen oder der Steifigkeit der Feder die Resonanzfrequenz beeinflusst werden, Gleichung (16).


4.4.3 Dynamische Eigenschaften des Aktors

Die Resonanzfrequenz des Aktors hat Einfluss auf die Wirksamkeit des aktiven Systems. Daher

wurde der Aktor auf seine dynamischen Eigenschaften hin untersucht. Der Messaufbau ist in Bild

20 dargestellt.

Bild 20: Messaufbau zur Untersuchung der dynamischen Eigenschaften des Aktors.

Als anregende Quelle wurde ein Inertialshaker von Data Physics, Typ IV 40 verwendet, bei dem

der Messaufbau direkt am Stößel befestigt werden kann [Bild 20, unten). Mittels zweier Alumini-

umscheiben wurde zwischen Shaker und Aktor ein Kraftaufnehmer befestigt, um die eingeleitete

Kraft zu messen. Der Aktor war durch eine Gewindestange mit der Quelle verbunden. Auf dem

Aktor wurde in der Mitte ein Beschleunigungsaufnehmer angebracht, mit dem die Schnelle des

Dauermagneten und der Gewindestange gemessen wurde. Ein weiterer Beschleunigungsauf-

nehmer war auf dem Rand (rechte Seite in Bild 20) befestigt, der die Bewegung des äußeren Rin-

ges des Aktors aufzeichnete.

Der Aktor wurde mit und ohne Massering vermessen, in dem die Konstruktion durch den Shaker

zu Schwingungen angeregt wurde und die Übertragungsfunktion zwischen Schnelle des Ringes

und der einwirkenden Kraft gemessen wurde. Diese Transfer-Admittanz ist in Bild 21 dargestellt.


Bild 21: Admittanz des Aktors ohne und mit Massering.

Die Admittanz des Aktors in Bild 21 zeigt eine deutliche Überhöhung bei 76 Hz ohne Massering

und bei ca. 61 Hz mit Massering. Dies ist die Resonanz des Masse-Feder-Massesystems. Unter Be-

rücksichtigung der Masse des äußeren Rings von 262 g und der Masse des Dauermagneten und

der Gewindestange incl. des Kraftaufnehmers von 416 g im Fall ohne Zusatzmasse, sowie der Zu-

satzmasse von 395 g ergibt sich eine mittlere Federsteifigkeit der beiden Federelemente von

36942 N/m.

Durch Einbau des Aktors im Modellaufbau, siehe Bild 17, lag die Resonanzfrequenz des Aktors

durch die höhere Masse der inneren Struktur (Dauermagnet, Gewindestange etc) bei tieferen

Frequenzen, durch Verwendung des Masserings war es im Modellaufbau möglich, die Aktor-

Resonanz unter 50 Hz zu verschieben.

4.5 Elastische Zwischenlage als passive Körperschall-Isolation

4.5.1 Beschreibung der elastischen Zwischenlage

Die Untersuchungen der aktiven Körperschall-Isolation wurden sowohl an einer steifen Konstruk-

tion durchgeführt, wie oben beschrieben, als auch in Kombination mit einer passiven Körper-

schall-Isolation. Diese wurde durch eine elastische Zwischenlage realisiert. Der Einsatz solcher

passiven Maßnahmen ist im Bau Standard. Die Kombination beider Methoden bietet sich an, da

die passive Isolation im Wesentlichen wiederum wie ein Masse-Feder-Massesystem wirkt. Dieses

bewirkt oberhalb ihrer Resonanzfrequenz eine deutliche Reduktion der Körperschalleinleitung.

Unterhalb der Resonanz ist die passive Lagerung unwirksam, bei ihrer Resonanz kommt es zu ei-

ner Verstärkung der Übertragung. Da das aktive System vor allem tieffrequent wirksam ist, er-

gänzen sich beide Systeme. Dies wird in Kapitel 6 und 8 gezeigt.

Bei der Auslegung von passiven Körperschall-Isolationen wird versucht, die Resonanzfrequenz

möglichst gering zu halten. Dies kann vor allem durch die Reduktion der Steifigkeit erreicht wer-


den, Gleichung (16), da man die Masse in der Regel nicht erhöhen will. In jedem Fall führt dies

aber zur Vergrößerung der Einsenkung der statischen Masse, was z.B. bei Sanitärinstallationen zu

Problemen führen kann. Daher ist die Wirksamkeit von passiven Maßnahmen auf mittlere und

hohe Frequenzen beschränkt.

Die hier untersuchte passive Körperschall-Isolierung besteht aus einer handelsüblichen 6 mm di-

cken elastische Schicht aus Polyurethanschaum (Materialbezeichnung Sylomer S900-6, Fa. Kal-

dewei). Diese ist auf eine 0,5 mm dicke Gleitschicht aus Polyethylen aufgeklebt. Diese Elemente

werden von der Firma Kaldewei in Badewannenfüßen eingesetzt. Die elastische Zwischenschicht

wurde zwischen der Gewindestange im Modellaufbau und der Bodenplatte eingebaut, siehe Bild

22.

Bild 22: Modellaufbau mit elastischer Zwischenschicht zwischen Aufbau und Bodenplatte (Kom-

bination von passiver und aktiver Körperschall-Isolierung)

Dabei wurde ein Zwischenelement eingesetzt, das die Lastverteilung auf die elastische Schicht

verteilt, wie dies auch bei Wannenfüßen ausgeführt ist. Die Zwischenschicht wurde mit doppel-

seitigem Klebeband befestigt. Dies ist in diesem Falle möglich, da die Steifigkeit der Zwischen-

schicht sehr viel kleiner ist als die des Klebebands, so dass die Federsteifigkeit des Aufbaus durch

das Aufkleben nur unwesentlich verändert wird. Das elastische Element ist in Bild 23 dargestellt.


Bild 23: Elastische Zwischenschicht Aus Sylomer mit einer Dicke von 6 mm und einem Durchmes-

ser von 30 mm. Unten zu sehen ist die Gleitschicht aus härterem Kunststoff.

4.5.2 E-Modul der elastischen Zwischenlage

Der Modellaufbau mit elastischer Zwischenschicht stellt ein Masse-Feder-Massesystem dar. Auf

diesem Schwingsystem basiert die Wirksamkeit der passiven Körperschallisolation (oberhalb de-

ren Resonanzfrequenz). Daher ist die Federsteifigkeit bzw. der dynamische E-Modul des Materials

für die Wirkung der passiven Körperschall-Isolation neben den Massen entscheidend. Die dyna-

mischen Eigenschaften des Materials wurden durch einen möglichst einfachen Messaufbau expe-

rimentell ermittelt. Dabei handelt es sich wiederum um ein Masse-Feder-Massesystem, das durch

einen Schwingerreger angeregt wurde. Dabei wurde die eine der beiden Massen variiert, so dass

die Federsteifigkeit und der dynamische E-Modul aus zwei Messungen gemittelt werden konnte.

Der Messaufbau ist in Bild 24 dargestellt.

Bild 24: Messaufbau zur Ermittlung der elastischen Kenngrößen der elastischen Zwischenschicht

(Darstellung mit einer oben aufgebrachten Zusatzmasse).

Als Kontrollmessung wurde die Zwischenlage entfernt und so die Eingangsadmittanz der auf

dem Shaker angebrachten Masse gemessen.


Die Messergebnisse der Transfer-Admittanz (Quotient aus Schnelle der aufgebrachten Masse

durch die vom Shaker eingeleitete Kraft) sind in Bild 25 dargestellt.

Bild 25: Transfer-Admittanz der elastischen Zwischenlage mit unterschiedlichen Massen sowie

Admittanz der Masse (ohne elastische Zwischenlage).

Die ermittelte dynamische Federsteifigkeit und der nach Gleichung (17) ermittelte E-Modul der

elastischen Zwischenlage ist in Tabelle 1 angegeben

Resonanzfrequenz

[Hz]

Masse m1 unter der

elastischen

Zwischenlage [kg]

Masse m2 über

der elastischen

Zwischenlage [kg]

Feder-

steifigkeit

[N/mm]

E-Modul

[MN/m]

1101 0,044 0,463 1903 16,2

1741 0,044 0,027 1989 16,9

Tabelle 1: Transfer-Admittanz der elastischen Zwischenlage mit unterschiedlichen Massen sowie

Admittanz der Masse (ohne elastische Zwischenlage).

Der gemittelte E-Modul des Materials beträgt 16.5 MN/m. Zu beachten ist hierbei, dass bei bei-

den Messungen die statische Last von der im Einbauzustand herrschenden Last abweichen kann.

Daher kann der dynamische E-Modul im Einbauzustand von den gemessenen Werten abweichen,

da sich das Material generell nicht linear verhält. Nähere Informationen über die Eigenschaften

des Materials Sylomer sind unter [52, 53] erhältlich.

4.6 Sensoren

4.6.1 Anforderungen an Sensoren

Im Regelkreis des aktiven Systems wird neben dem Aktor wenigstens ein Sensor benötigt. Dieser

liefert das Signal, das über die Regelstrecke dem Aktor zugeführt wird, so dass dieser ein Gegen-

Signal zur Primär-Anregung erzeugen kann. Dabei wird in dieser Arbeit als Regelstrategie sowohl


Signal-Rückspeisung als auch Signal-Vorspeisung verwendet. Für den Untersuchten Aufbau, siehe

Bild 17 und Bild 22, der an die Konstruktion von realen Quellen angelehnt ist, bietet sich für die

Signalvorspeisung ein Kraftsensor an, da die Quelle als Kraftquelle wirkt. Für die Signalrückspei-

sung sind dagegen Beschleunigungs- oder Schnellesensoren prädestiniert, da die angeregte

Struktur mit einer Schwingung auf die Anregung reagiert. Die dominierende Anregung der un-

tersuchten haustechnischen Anlagen liegt im tiefen Frequenzbereich unterhalb 1000 Hz. Daher

wird an die Sensoren die Anforderung gestellt, bis ca. 2000 Hz einen ebenen Frequenzgang so-

wie Phasengang zu besitzen. Dies bedeutet, dass eine Resonanzfrequenz des Sensors deutlich

über 2000 Hz liegen sollte. In diesem Fall wäre es möglich, durch einfache Filterung Signalanteile

der Sensoren oberhalb von 1000 Hz stark genug zu unterdrücken, so dass es im Frequenzbereich

oberhalb 1000 Hz zu keiner problematischen Signalspeisung des Aktors kommt. Bei der Filterung

ist darauf zu achten, dass die Phase des Signals unterhalb von 1000 Hz nicht oder nur unwesent-

lich verändert wird. Daher sollten Filter eingesetzt werden, die eine geringere Flankensteilheit be-

sitzen, d.h. Filter geringer Ordnung.

In Tabelle 2 werden die allgemeinen Anforderungen an die Sensoren, die sich aus den in dieser

Arbeit betrachteten typischen Anwendungen ergeben, tabellarisch dargestellt.

Anwendungsbereich 20 bis 1000 Hz

Messbereich 20 bis 2000 Hz

Statische Lastaufnahme

des Kraftaufnehmers

Bis 1000 N

Stoßanregung für Kraftaufnehmer Ca. 5000 N

Messbereich Kraftaufnehmer 0-10 N

Tabelle 2: Anforderungen aus den betrachteten Anwendungen an Sensoren in diesem Projekt.

Als Sensoren können verschiedene Typen Verwendung finden. Dabei gibt es konstruktionsbe-

dingt große Unterschiede im Anwendungsbereich der Sensoren. Weiterhin sind die Kosten ver-

schiedener Sensor-Systeme deutlich unterschiedlich. Im Zuge dieses Vorhabens sollte auch ge-

prüft werden, ob es möglich ist, ein aktives System mit Komponenten aufzubauen, die in einem

niedrigen Preissegment angesiedelt sind, so dass eine Anwendung im Bau darstellbar wäre. Da-

her wurden mögliche Sensoren auch in Hinblick auf die Anschaffungskosten eingestuft.

4.6.2 Piezo-elektrische Sensoren

Piezoelektrische Sensoren sind sowohl als Kraftsensoren als auch als Beschleunigungssensoren

verfügbar. Einem Piezo-Beschleunigung-Sensor ist in Bild 26 dargestellt


Bild 26: Grafik eines Piezo-Beschleungigungs-Sensors

Ihr Messprinzip ist der piezo-elektrische Effekt. Dieser beschreibt die Änderung der elektrischen

Polarisation und somit das Auftreten einer elektrischen Spannung an speziellen Festkörpern,

wenn sie elastisch verformt werden. Piezo-Sensoren besitzen einen frequenzunabhängigen Fre-

quenzgang bis zu einigen tausend Herz und eignen sich hervorragend als hochwertige Sensoren

in Laboranwendungen. Sie besitzen eine sehr hohe Bruchlast und sind auch als ICP Aufnehmer

mit einer eingebauten Elektronik und einem Spannungs-Ausgangssignal verfügbar. Allerdings ist

Ihr Preis hoch. Die günstigsten Sensoren liegen in einem Bereich ab ca. 350 €. Werden Sensoren

mit einem Ladungssignal verwendet, so ist ihre Empfindlichkeit noch etwas besser als ICP Auf-

nehmer, es wird aber zusätzlich ein Ladungsverstärker notwendig. Für die serienmäßige Anwen-

dung im Bau erscheint der Preis dieser Sensoren als zu hoch. Auf Grund ihrer Präzision, ihrer ho-

hen Messempfindlichkeit und ihrer Robustheit wurden sowohl Piezo-Kraftaufnehmer als auch

Piezo-Beschleunigungsaufnehmer bei den Messungen in diesem Projekt eingesetzt. Ausnahmen

bildeten die speziellen Untersuchungen mit alternativen Sensoren.

4.6.3 Kraft-Sensoren auf Dehnungsmessstreifen-Prinzip (DMS)

Kraft-Sensoren basierend af Dehnungsmessstreifen (DMS) werden in vielen Anwendungen ver-

wendet. Dazu zählen alle Arten von elektronischen Waagen wie Kranwaagen, aber auch elektro-

nische Haushaltswaagen. Weitere Anwendungen sind die Messung von Drehmomenten etc. Ein

Messkörper mit Dehnungsmessstreifen ist in Bild 27 dargestellt.


Bild 27: Messkörper mit aufgeklebten DMS. Prototyp zur Anwendung als Kraftsensor.

Sensoren auf Basis von DMS basieren auf der Messung der Veränderung des elektrischen Wider-

stands der Messstreifen, wenn diese durch einwirkende Kräfte gedehnt oder gestaucht werden.

Dazu werden sie auf Messkörpern aufgebracht, die durch die einwirkenden Kräfte geringfügig

verformt werden. Diese Verformung wird durch die DMS detektiert. In der Regel werden mehrere

DMS auf einem Messkörper als Wheatstone’sche Brückenschaltung verschaltet, so dass die Ände-

rung des Widerstands der einzelnen DMS verstärkt wird. Spezielle Messverstärker wandeln diese

Änderung in eine Ausgangsspannung. Die Wahl des Messkörpers entscheidet über die Empfind-

lichkeit und die Eigenschaften des Sensors. Die Dehnungsmessstreifen sowie die notwendige

Elektronik sind in der Regel günstig, vor allem bei großer Serienfertigung. Die Resonanzfrequenz

der Dehnungsmessstreifen selbst liegt in der Regel mit mehreren zehntausend Herz sehr hoch.

Der lineare Frequenzbereich von DMS-Kraftaufnehmern ist von der Konstruktion des Verfor-

mungskörpers und des Verstärkers abhängig und geht für handelsübliche Aufnehmer bis zu ca.

2000 Hz. In ihrer Dynamik sind DMS-Kraftaufnehmer durch die Bruchlast des Messkörpers stärker

beschränkt als Piezo-Aufnehmer. Für die Messung von dynamischen Signalen, die eine hohe

Messdynamik erfordern, sind sie nicht so gut geeignet. Es ist aber vorstellbar, an ausgewählten

Stellen der Quellen DMS-Messstreifen anzubringen, z.B. um Biegewellen dem Rahmen einer

Duschwanne zu detektieren. Diese Signale könnten möglicherweise in einem Feed-forward-

System Kraftsensoren ersetzen. Diese Art der Anwendung könnte zu einem preisgünstigen akti-

ven System führen. Da diese Anwendung applikationsspezifisch ist, wird sie in diesem For-

schungsvorhaben nicht weiter verfolgt. Allerdings wurde untersucht, ob prinzipiell ein auf DMS-

Technik basierender Kraftaufnehmer und mit einem für diese Anwendung gebauten Messkörper

als Kraftaufnehmer im Modellaufbau einsetzbar ist. Diese Untersuchungen werden in Abschnitt

7.5.2 beschrieben.


4.6.4 Elektro-dynamische Sensoren

Elektrodynamische Sensoren werden meist mit einem Dauermagneten und einer Spule aufge-

baut. Bewegt sich die Spule im Magnetfeld des Magneten, so wird eine der Bewegungs-Schnelle

proportionale Spannung in der Spule induziert. Diese wird als Spannungssignal des Sensors aus-

gegeben. Eine Grafik des Aufbaus eines elektrodynamischen Sensors ist in Bild 28 dargestellt.

Bild 28: Grafik eines elektrodynamischen Sensors (Geophon).

Der Messbereich von elektrodynamischen Sensoren liegt in der Regel bei relativ niedrigen Fre-

quenzen. Gängige elektrodynamische Schwingungssensoren werden z.B. in Geophonen verwen-

det. Da sie bei dieser Anwendung in größerer Stückzahl hergestellt werden, sind diese Sensoren

mit ca. 100 € etwas günstiger als Piezo-elektrische Sensoren. Der Frequenzbereich von Geopho-

nen liegt in der Regel zwischen 1 und 80 Hz bzw. 1 und 315 Hz. Die erste Resonanzfrequenz des

Sensors ist am unteren Frequenzbereich des Sensors angesiedelt, der Messbereich liegt in der Re-

gel oberhalb der Resonanzfrequenz. In manchen Fällen liegt die Resonanz des Sensors im Mess-

bereich, was durch geeignete Filter ausgeglichen werden kann. Der Messbereich ist durch weite-

re Resonanzen des Sensors beschränkt, meist Querresonanzen, die zu einer Verfälschung des

Messsignals führen. Diese Resonanzen werden oft als „spurious resonances“ bezeichnet und bei

der Spezifikation von Geophonen angegeben. Inzwischen sind Geophone mit einem Messbereich

bis zu 1000 Hz erhältlich. Allerdings liegt bei dieser Art von Sensoren auch die Grundresonanz

bei ca. 300 Hz. Ein großer Vorteil von elektro-dynamischen Schwingungssensoren ist, dass sie ei-

ne sehr große Empfindlichkeit besitzen und daher für Geo-dynamische Messungen prädestiniert

sind. Für die Anwendung von Geophonen in diesem Vorhaben ist der Frequenzbereich nicht aus-

reichend. Trotzdem wurden Versuche mit einem Geophon durchgeführt, die in Abschnitt 7.5.1

dargestellt sind.

4.6.5 MEMS – Sensoren

Der Begriff MEMS steht für Micro-Electro-Mechanical Systems. MEMS-Sensoren werden z.B. im

Fahrzeugbau eingesetzt, um dort z.B. für Airbags und andere sicherheitsrelevante Systeme In-

formationen über Fahrzustände zu ermitteln. MEMS Beschleunigungssensoren sind preiswert und

klein. Ihre Kosten liegen zwischen 1 und 10 € pro Stück. MEMS-Beschleunigungs-Sensoren basie-

ren darauf, dass ein elektrisch leitfähiges Material durch die Beschleunigung einer (sehr kleinen)

Masse im Sensor verformt wird. Diese Verformung wird durch eine elektronische Schaltung zu

einem der Bescheunigung proportionalen Spannungssignal, das vom Sensor ausgegeben wird.

Der Sensor benötigt hierzu eine Spannungsquelle. Mems-Sensoren bieten sich für eine Signal-


Rückspeisung, wie sie in diesem Vorhaben untersucht wurde, an. Deshalb wurden Untersuchun-

gen mit einem MEMS Beschleunigungs-Sensor von Analog Devices, Typ ADXL 103 durchgeführt.

Da der Sensor sehr klein ist, wurde er starr mit einen kleinen Aluminium-Würfel verklebt, der ein-

facher mit der zu messenden Struktur verbunden werden konnte. Der Sensor mit Aluminium-

Würfel ist in Bild 29 gezeigt.

Bild 29: MEMS-Sensor und Aluminium-Würfel.

Untersuchungen mit diesem MEMS-Sensor sind in Abschnitt 7.5.3 beschrieben.

4.7 Zusammenfassung

In diesem Kapitel wird der Modellaufbau beschrieben. Hierzu werden die einzelnen Komponen-

ten des Modellaufbaus, die auch später bei den Messungen in einer bauähnlichen Situation ver-

wendet werden, dargestellt. Die Eigenschaften der einzelnen Komponenten werden dargelegt

und erste Messungen an den Einzelkomponenten werden gezeigt. Weiterhin werden die ver-

wendeten Sensoren beschrieben und es werden alternative Sensoren dargestellt, mit denen es

unter umständen möglich wäre, deutlich preisgünstigere Systeme aufzubauen. In Kapitel 7 wer-

den erste Messungen mit diesen Sensoren am Modellaufbau gezeigt, soweit diese im Rahmen

dieses Projekts möglich waren. Die wesentlichen Messungen in diesem Projekt wurden mit Piezo-

elektrischen Sensoren durchgeführt, da die prinzipielle Machbarkeit der aktiven Körperschalliso-

lierung von haustechnischen Anlagen im Vordergrund stand.

5 Voruntersuchungen

Bei den Voruntersuchungen wurden Sanitärobjekte, die als Körperschallquellen im Bau vorkom-

men und für die aktive Systeme zur Reduktion der Körperschalleinleitung in Frage kommen, un-

tersucht. Ziel dieser Untersuchungen war, das dynamische Verhalten der Quellen zu ermitteln

und festzustellen, ob der in Kapitel 4 gewählte Ansatz eines Modellaufbaus zur Modellierung von

realen Quellen sinnvoll ist. Weiterhin wurden erste Voruntersuchungen am Modellaufbau vorge-

nommen.

5.1 Admittanz von Quelle und Struktur

Um die dynamischen Eigenschaften von Quelle und Struktur zu kennen, wurde sowohl die Ad-

mittanz einer Dusch- und einer Badewanne, als auch der Bodenplatte des 3D-

Empfangsplattenprüfstand gemessen, da diese die Empfangsstruktur bei den meisten Untersu-


chungen darstellte. Die Admittanz der Bodenplatte der bauähnlichen Situation, über die in Kapi-

tel 8 berichtet wird, liegt durch ihre größere Dicke noch geringer als die der Empfangsplatte.

Der Messaufbau der Admittanz der Quellen ist beispielhaft in Bild 30 für die Duschwanne ge-

zeigt.

Bild 30: Messaufbau zur Messung der Admittanz der Duschwanne an einem Kontaktpunkt (Fuß).

Bei der Duschwanne handelte es sich um eine Stahl-Email-Wanne der Firma Kaldewei, Typ Su-

perplan 390, mit den Abmessungen 90 cm x 90 cm x 2,5 cm und einem Gewicht von 22 kg. Die

Wanne besaß einen Aufstellrahmen vom Typ FR 5300, der in Bild 30 zu sehen ist. Die Badewan-

ne war ebenso eine Stahl-Email-Wanne der Firma Kaldewei, Typ Saniform mit den Abmessungen

175 cm x 75 cm x 43 cm mit Sonderfußgestell Modell 5037. Bei der Messung wurden beide

Quellen gedreht und auf elastischen Elementen aufgelagert, so dass die Admittanz oberhalb der

Resonanzfrequenz der Lagerung bestimmt werden konnte. Dabei war die Resonanzfrequenz der

Lagerung im Frequenzbereich zwischen 10 und 20 Hz angesiedelt. Die Füllung der Wannen mit

Wasser spielt dagegen bei der Bestimmung der Admittanz keine Rolle, da sie dynamisch durch

die Tragkonstruktion abgekoppelt ist. Daher konnten die Messungen in der gezeigten Weise

durchgeführt werden.


Bild 31: Gemessene Admittanz der Bodenplatte des 3-D Prüfstands sowie der Badewanne und

der Duschwanne an einem Kontaktpunkt (Fuß).

Der Vergleich der Admittanz der Quellen mit der der Bodenplatte in Bild 31 zeigt, dass Sie für die

beiden Quellen Badewanne und Duschwanne deutlich höher ist als für die Bodenplatte. Der Ab-

stand beträgt ca. eine Größenordnung, d.h. den Faktor 10. Eine Ausnahme stellt lediglich die Ba-

dewanne bei 70 Hz dar. Damit kann man davon ausgehen, dass diese Quellen an der Empfangs-

platte im wesentlichen Frequenzbereich als Kraftquellen wirken. Dies ist auch im Modellaufbau

der Fall, so dass dieser die dynamischen Eigenschaften der realen Quellen nachstellt.

5.2 Admittanz des Aktors

Um die eingeleiteten Kräfte im aktiven Aufbau zu verringern muss der Aktor in der Lage sein,

annährend gleiche Kräfte im Vergleich zu den anregenden Kräften zu erzeugen. Die durch den

Aktor erzeugte Kraft ist durch das Produkt aus seiner dynamischen Masse und der Beschleuni-

gung dieser Masse bestimmt. Da die vom Aktor erzeugte Beschleunigung begrenzt ist, sollte die

dynamische Masse in der Größenordnung der Quelle liegen. Der Vergleich der Admittanz der

Duschwanne und des Aktors ist in Bild 32 gezeigt.


Bild 32: Gemessene Admittanz des Aktors und der Duschwanne an einem Kontaktpunkt (Fuß).

Der Messaufbau des Aktor ist Bild 20 zu entnehmen. Der Verlauf der Admittanz des Aktors zeigt

bei 76 Hz die Masse-Feder-Resonanz des Aktorrings, darüber zeigt sich ein massetypischer Ver-

lauf mit einer Steigung ähnlich zum theoretischen Verlauf der Massenadmittanz [50]

mjA

ω1

= (36)

Daraufhin folgt ein weiterer Anstieg ab ca. 2000 Hz bis zur nächsten Resonanz des Aktors bei ca.

3800 Hz. Der Vergleich von Aktor und Quelladmittanz in Bild 32 zeigt aber insgesamt sehr ver-

gleichbare Werte, so dass davon ausgegangen werden kann, das diese Aktor in der Lage ist, ein

ausreichend großes Gegensignal zu erzeugen.

5.3 Einfluss des Aluminium-Drahts und der Spannfutter

Der Aluminium-Draht im Messaufbau, beschrieben in Kapitel 4.3, dient der Unterdrückung einer

möglichen Momenten-Einleitung durch den Primärshaker. Das gemessene Kraftspektrum am

Kraftaufnehmer ist in Bild 33 gezeigt. Vergleichend dargestellt ist das Kraftspektrum bei ohne

den Aluminiumdraht und die Spannfutter. Dabei war die Anregung des Shakers ein rosa Rau-

schen. Das Spektrum des rosa Rauschens ist ebenfalls dargestellt.


Bild 33: Kraftspektrum am Einleitungspunkt der Kraft unterhalb des Aluminium-Drahts in Mo-

dellaufbau mit starrer Verbindung zur Bodenplatte, Spektrum im selben Aufbau ohne Alumini-

umdraht und Spannfutter und Spektrum von rosa Rauschen.

Der Vergleich der Spektren zeigt, dass es bei beiden Modellaufbauten zu Resonanzen im Aufbau

kommt. Dabei besitzt der Aufbau mit Aluminiumdraht zwei ausgeprägte Resonanzen bei ca.

1200 Hz und 1800 Hz, der Aufbau ohne Aluminiumdraht besitzt eine Resonanz bei ca. 3500 Hz.

Hierbei handelt es sich in beiden Fällen um longitudinale Resonanzen im Aufbau. Im tiefen Fre-

quenzbereich ist der Verlauf der Kraft dagegen sehr ähnlich zum verwendeten rosa Rauschen.

Das rosa Rauschen wurde ausgewählt, da es ein statistisches Rauschsignal darstellt, das tieffre-

quent höhere Anregung besitzt, wie dies bei den Installationen in der Regel der Fall ist. Spätere

Untersuchungen wurden mit realitätsnäheren Geräuschspektren durchgeführt.

Bei der Messung des Kraftspektrums im Aufbau mit Aluminiumdraht stellt sich die Frage, wo-

durch die Resonanz im Aufbau verursacht wird. Daher wurden hierzu weitere Untersuchungen

durchgeführt. Die erste Hypothese war die, dass der Aluminiumdraht eine Longitudinalwellenre-

sonanz ausbildet. Dabei wirkt der Draht als Feder, die mit den Massen oberhalb und unterhalb

ein schwingungsfähiges System bilden. Da die Steifigkeit des Drahtes von der Länge abhängt,

siehe Gleichung (17), wurde ein einfacher Aufbau zur Untersuchung der Resonanz des Alumini-

umdrahts aufgebaut. Dieser ist in Bild 34 dargestellt.


Bild 34: Aufbau zur Untersuchung der Resonanz des Aluminiumdrahts

Dabei handelt es sich um einen Shaker zur Anregung des Aufbaus. Daran befestigt war der Alu-

miniumdraht mittels zwei Spannfutter. Unterhalb des zweiten Spannfutters wurde ein Kraftauf-

nehmer befestigt, der mit einer Masse verbunden war. Durch Anregung des Aufbaus mittels

Rauschsignal konnte die Resonanz des Aufbaues ermittelt werden. Bei gleicher Anregung wurde

das Kraftspektrum bei drei verschiedenen Drahtlängen (5,5 mm, 11 mm, und 22 mm) gemessen.

Die Kraftspektren sind in Bild 35 gezeigt.

Bild 35: Kraftspektrum bei veränderter Drahtlänge

Bei allen drei Messungen lag die Resonanzfrequenz bei ca. 2000 Hz. Genaue Angaben sind

Tabelle 3 zu entnehmen.


Drahtlänge

[m]

Feder-

steifigkeit

[N/m]

Masse

1

[kg]

Masse

2

[kg]

berechnete

Resonanz-

frequenz

[Hz]

gemessene

Resonanz-

frequenz

[Hz]

0,0055 1,60E+08 0,049 0,49 9528 2263

0,011 8,00E+07 0,049 0,49 6737 2049

0,022 4,00E+07 0,049 0,49 4764 1787

Tabelle 3: Angaben und Messwerte für die Untersuchung zur Länge des Aluminiumdrahts.

Die Federsteifigkeit des Drahtes wurde nach Gleichung (17) ermittelt. Der Querschnitt des Drah-

tes betrug 12,6 mm², für Aluminium wurde ein Elastizitätsmodul von 70 KN/mm² angenommen.

Die daraus nach Gleichung (16) berechnete Resonanzfrequenz liegt für alle drei Drahtlängen

deutlich höher, als die Messung ergibt, Weiterhin wird durch die Variation der Drahtlänge nur ei-

ne relativ geringe Änderung der Resonanzfrequenz festgestellt. Daher kann davon ausgegangen

werden, dass die beiden Spannfutter selbst als sehr viel weichere Federn wirken, so dass die Re-

sonanzfrequenz deutlich niedriger liegt. Damit kann das Modell der hintereinander geschalteten

Federn angenommen werden. Die Gesamtsteifigkeit dafür ergibt sich aus:

321

1111CCCCges

++= (37)

mit C1 und C3 die Steifigkeit der Spannfutter und C2 der Steifigkeit des Drahts. Unter Berücksich-

tigung der aus den Materialdaten berechneten Steifigkeit für den Draht und gleicher Steifigkeiten

beider Spannfutter ergibt sich für diese eine mittlere Steifigkeit von 372 kN/m. Da die Spannfut-

ter manuell geklemmt wurden, könnte auch die Klemmung einen Einfluss auf die Steifigkeit be-

sitzen. Dies wurde durch weitere Versuche getestet. Die Klemmung des Drahtes erfolgt hierbei

durch manuelles zudrehen der Spannfutter, wobei drei subjektiv verschiedene Klemmstärken

eingestellt wurden. Die Ergebnisse dieser Messung sind in Bild 36 dargestellt.


Bild 36: Kraftspektrum unterhalb der Draht-Spannfutter-Konstruktion bei verschiedener Klem-

mung der Spannfutter.

Die Ergebnisse zeigen, dass die Einspannintensität des Drahts einen Einfluss auf die Resonanzfre-

quenz hat. Mit schwacher Einspannung liegt die Resonanzfrequenz bei 1550 Hz und verschiebt

sich bei starker Einspannung zu 1900 Hz. Damit wird klar, dass die Steifigkeit dieser Konstruktion

vor allem von der manuellen Klemmung der Spannfutter beeinflusst wird. Da sich die Stärke der

Klemmung in diesem Aufbau nicht quantifizieren ließ, wurde bei allen Messungen versucht, eine

mittlere Klemmung herzustellen und es wurde eine gewisse Streuung der Steifigkeit und damit

der Resonanzfrequenz im Aufbau akzeptiert.

5.4 Zusammenfassung

In diesem Kapitel werden Voruntersuchungen zur Admittanz von ausgewählten haustechnischen

Sanitärinstallationen dargestellt. Dadurch konnte der Ansatz, dass die Quelle im Bau als Kraft-

quelle wirkt bestätigt werden, so dass der gewählte Modellaufbau als realitätsnah bestätigt wer-

den konnte. Weitere Voruntersuchungen wurden am Modellaufbau vorgenommen, um den Ein-

fluss des Drahtes und der Spannfutter zu ermitteln. Dieser Teil des Aufbaus wurde verwendet,

um eine Momenten-Einleitung im Modellaufbau zu auszuschließen. Weitere Untersuchungen in

Kapitel 7 zeigen, das das Problem einer Momenten-Einleitung im Modellaufbau und an realen

Quellen keine wesentliche Rolle spielte, so dass in späteren Versuchen der Einsatz des Drahtes

und der Spannfutter entfallen konnte.

6 Aktive Körperschallisolierung - Modellmessungen

In diesem Kapitel wird über die Modellmessungen berichtet, die an der Empfangsplatte als Emp-

fangsstruktur durchgeführt wurden. Weitere Messungen in einer bauähnlichen Situation sind in


Kapitel 8 beschrieben. Bei den Modellmessungen wurden die Wirkungsweise von Signal-

Rückspeisung (Feedback) für die Größen Auslenkung, Schnelle und Beschleunigung untersucht,

sowie die Anwendung von Kraft-Vorspeisung (Feed forward). Diese wurden sowohl an einem

starren Aufbau als auch an einem Aufbau mit elastischer Zwischenlage durchgeführt, so dass in

diesem Fall das aktive System mit einer passiven Maßnahme zur Körperschallisolierung kombi-

niert wurde. Die aussichtsreichsten Regelstrategien wurden in weiteren Versuchen näher unter-

sucht. Als Sensoren wurden in der Regel piezo-elektrische Messsensoren verwendet, da diese den

größten Messbereich abdecken und die best Präzision aufweisen (linearer Frequenzgang und ho-

he Empfindlichkeit). Eine Skizze des Messaufbaus ist in Bild 37 gezeigt.

Bild 37: Skizze des starren Modellaufbaus mit schematischer Darstellung der Messtechnik.

Weitere Untersuchungen mit anderen Sensoren werden ab Abschnitt 7.5 beschrieben.

6.1 Starrer Modellaufbau

Die hier beschriebenen Messungen wurden an dem in Kapitel 4.3 beschriebenen Modellaufbau

durchgeführt. Als Anregungssignal diente rosa Rauschen, dessen Spektrum in Bild 33 dargestellt

ist. Die Sensor-Signale die zur Rück- und Vorspeisung dienten, wurden lediglich mit einem hoch-

wertigen Leistungsverstärker verstärkt und invertiert, siehe Bild 37. Eine Filterung oder weitere

Veränderung der Signale wurde nicht vorgenommen.

6.1.1 Signal-Rückspeisung (Feedback)

Bei der Signal-Rückspeisung wird das Signal auf der zu beruhigenden Empfangsstruktur abgegrif-

fen und zum Aktor zurückgespeist, um Schwingung der Empfangsstruktur zu verringern. Das

Prinzip der Signal-Rückspeisung ist in Kapitel 3.9.2 beschrieben. Als Bewegungsgrößen wurden

die Schnelle, die Beschleunigung und die Auslenkung verwendet. Weiterhin wurde auch die am

Fußpunkt eingeleitete Kraft zur Signal-Rückspeisung verwendet. Bei allen Messungen wurde ein

Referenzaufnehmer im Fernfeld auf der Platte, mit einem Abstand von ca. 1 m zur Quelle einge-

setzt. Mit diesem Aufnehmer wurde die Schnelle der Platte aufgezeichnet. Dieses Signal dient zur


Beurteilung der Wirksamkeit des aktiven Systems, da diese Schnelle proportional zur in die Platte

eingeleiteten Leistung ist, siehe Abschnitt 3.3. Dieses Signal wird im Folgenden mit Schnelle im

Fernfeld bezeichnet. Die Positionen des Aufnehmers und die der Anregung auf der Bodenplatte

sind in Bild 38 gezeigt. Als weitere Messgröße wurde in der Regel die eingeleitete Kraft unterhalb

der Draht-Spannfutter-Kombination gemessen, da diese die in den Modellaufbau eingeleitete

Kraft darstellt, Bild 37.

Bild 38: Draufsicht auf den 3-D Prüfstands im IBP. Positionen der Anregung (A) und des Aufneh-

mers im Fernfeld (M1) auf der horizontalen Empfangsplatte (gestrichelte Linien: vertikale Platten

des Prüfstands).

Im Folgenden werden für die unterschiedlichen Rückspeisegrößen (Schnelle, Auslenkung, Be-

schleunigung) die Schnellepegel der Bodenplatte im Fernfeld verglichen. Verglichen wird dabei

die Schnelle auf der Platte bei geschlossenem Reglerkreis („Aktor an“) mit der Schallschnelle bei

offenem Reglerkreis („Aktor aus“). Um eine Vergleichbarkeit zu gewährleisten, wurde die Anre-

gung des Aufbaus durch den Shaker nicht verändert.

Um die größtmögliche Verstärkung des zurück-gespeisten Signals für den Aktor zu bestimmen,

wurde die Verstärkung des Leistungsverstärkers manuell stufenweise erhöht. Dabei war der Leis-

tungsbereich des Verstärkers in acht Stufen eingeteilt. Durch Messung der Eingangs- und Aus-

gangsspannung wurde der Spannungs-Verstärkungsfaktor bestimmt. Die optimale Verstärkung

wurde erreicht, wenn eine größtmögliche Verringerung des Schnellesignals am Referenzaufneh-

mer im Fernfeld erzielt wurde, ohne dass es zu einer (oft tonalen) ausgeprägten Überhöhung

durch Instabilität kam. Die Ursache dieser Instabilitäten ist in Kapitel 3.9.6 beschrieben. Der opti-

mal mögliche Verstärkungsfaktor wurde so gewählt, dass eine tonale Überhöhung nicht auftrat.

Aus Gründen der Übersicht ist in den folgenden Diagrammen nur die Messung bei offenem Reg-

lerkreis und bei geschlossenem Reglerkreis mit optimaler Verstärkung dargestellt.

Zusätzlich zu der Verstärkung des Leistungsverstärkers kommt gegebenenfalls eine Verstärkung

des Ladungsverstärkers hinzu. Dieser wurde für die Rückspeisung der Schnelle so eingestellt, dass


er 1000 mV pro 0,01 m/s liefert. Damit ergibt sich die Ausgangsspannung des Ladungsverstär-

kers zu 100 V/(m/s). Bei der Kraftmessung wurde mit den Einstellungen 100 mV pro 1 N gemes-

sen (0,1 V/N). Bei der Beschleunigung waren die Einstellungen 1 V/ms², bei der Auslenkung 1

V/mm (1000V/m). Da der Verstärkungsfaktor in dieser Arbeit nur als Vergleichswert der verschie-

denen Verstärkungsstufen dient, wird im Folgenden nur der gemessene Verstärkungsfaktor des

Leistungsverstärkers angegeben. Dabei war der Verstärkungsfaktor über den gemessenen Fre-

quenzgang nahezu konstant, so dass er mit ausreichender Genauigkeit durch einen Wert ange-

geben werden kann. Weiterhin ist der „optimale Verstärkungsfaktor“ sehr stark von der Signal-

art, den verwendeten Komponenten und dem Aufbau an sich abhängig, so dass dieser Wert nur

für den verwendeten Aufbau aussagekräftig ist.

Da die Unterschiede der Schnelle im Fernfeld oftmals gering sind, wird im Folgenden erst das

Diagramm im bauakustisch interessanten Frequenzbereich von 50 Hz bis 5000 Hz dargestellt.

Darauf folgend wird ein vergrößerter Ausschnitt gezeigt und diskutiert, in dem typische Verände-

rungen durch das aktive System auftreten.

6.1.2 Schnelle-Rückspeisung (velocity-Feedback)

Bei der Schnellerückspeisung wurde das Beschleunigungssignal am Einleitungspunkt des Aufbaus

in die Bodenplatte gemessen und im Ladungsverstärker einmal integriert. Dieses Signal wurde

zum einen gemessen, zum anderen zum Leistungsverstärker und weiter zum Aktor zurückge-

speist.

Das Schnellespektrum am Einleitungspunkt und im Fernfeld ist einerseits durch den Verlauf der

eingeleiteten Kraft bestimmt (Bild 33), andererseits durch die Resonanzen der Empfangsplatte.

Der Verlauf des Kraftspektrums ist geprägt durch drei Resonanzspitzen bei 1300 Hz, 1800 Hz

und 3800 Hz, bei denen die in den Aufbau geleitete Kraft hohe Werte annimmt. Dabei ist die Re-

sonanz bei 1800 Hz ist auf die hintereinander geschalteten Federn aus dem Aluminiumdraht und

den beiden Spannfuttern zurückzuführen (vgl. Kapitel 5.3). Die Resonanz bei 3800 Hz deutet auf

die Longitudinalwellen-Resonanz der Gewindestange hin, da sie in ähnlicher Weise auch im Auf-

bau ohne die Draht-Spannfutter-Konstruktion auftritt. Die Resonanz bei 1300 Hz könnte auf eine

Kontaktresonanz zwischen zwei Komponenten im Aufbau zurückzuführen sein, die Ursachenfin-

dung wurde hierzu nicht weiter betrieben.

In Bild 39 ist die Schnelle am Einleitungspunkt und im Fernfeld der Platte dargestellt, bei offener

Reglerschleife, also ohne Signalvor- oder Rückspeisung, aber mit eingebautem, nicht betriebe-

nem Aktor. Die Messungen zeigen, dass die Schnelle an beiden Positionen stark durch die einzel-

nen Plattenresonanzen geprägt ist. Insgesamt ist die Schnelle mit steigender Frequenz abneh-

mend, aber durch die Überhöhungen der eingeleiteten Kraft zwischen 1000 Hz und 2000 Hz

sowie bei 3800 Hz ist die Schnelle in diesen Frequenzbereichen ebenso erhöht.

Die Unterschied des Schnellepegels an den beiden Messpositionen ist auf das modale Schallfeld

auf der Platte zurückzuführen, so dass die einzelnen Resonanzen der Platte an den beiden Mess-

positionen unterschiedlich ausgeprägt sind (Siehe z.B. die Plattenresonanz bei ca. 160 Hz in Bild

39).


Bild 39:Schnellepegel am Einleitungspunkt und im Fernfeld am starren Aufbau bei Anregung des

Shakers mit rosa Rauschen und offener Reglerschleife (Signalvor- oder rückspeisung)

Wird nun das aktive System mittels Schnellerückspeisung betrieben, wie oben beschrieben, so

erhält man eine etwas reduzierte Schnelle im Fernfeld. In Bild 40 ist die Schnelle im Fernfeld für

die offene Rückkoppelungsschleife (Aktor aus) und die Schnelle mit optimaler Verstärkung be-

triebenen Schnellerückspeisung gezeigt.

Bild 40: Schnellepegel im Fernfeld bei der Schnellerückspeisung für die offene („Aktor aus“) und

geschlossene Reglerschleife („Aktor an“). (Spannungs-Verstärkungsfaktor: ca. 110).

In Bild 41 ist ein Ausschnitt des Frequenzbereichs zwischen 550 und 620 Hz dargestellt. Hier sieht

man die Wirksamkeit des Systems bei einer einzelnen Resonanz der Empfangsplatte.


Bild 41: Ausschnitt aus Bild 40 von 550 bis 620 Hz mit der Resonanz bei 586 Hz

In Anhang A1 ist der Ausschnitt aus Bild 40 mit verschiedenen Verstärkungsfaktoren dargestellt.

Hier erkennt man mit steigendem Verstärkungsfaktor eine schrittweise Reduktion der Resonanz-

spitze bei 586 Hz. Die Schnellerückspeisung bewirkt insgesamt zwischen 125 Hz und ca. 1200 Hz

eine zum Teil deutliche Verringerung des Schnellepegels bei den in diesem Bereich zu erkennen-

den Resonanzen der Platte. Damit nimmt die Ausprägung der Resonanz ab, der Schnellepegel bei

Frequenzen die zwischen zwei Plattenresonanzen liegen, wird hingegen etwas erhöht. Der Ver-

lauf der Kurve wird auf diese Weise ein wenig „glatter“. Dies lässt sich mit einer Erhöhung der

Dämpfung „durch zusätzliche „aktive Dämpfung“ der Plattenmoden durch die Schnellerückspei-

sung erklären. Diese Wirkung wurde in Kapitel 3.9.5 an einem einfachen Modell beschrieben. In

Bild 41 ist die Verringerung einer einzelnen Resonanzspitze bei 586 Hz durch die Schnellerück-

speisung beispielhaft gezeigt. Die Reduktion beträgt bei dieser Resonanz ca. 2,5 dB. Die Redukti-

on der Resonanzspitzen zwischen 200 Hz und 1200 Hz bewegen sich durchschnittlich im Bereich

von 2 dB, Einzelne Resonanzen zeigen eine Minderung von bis zu 5 dB.

Bei 1240 Hz tritt dagegen eine starke Überhöhung der Resonanzspitze durch das aktive System

auf. Auch oberhalb dieser Frequenz bis ca. 2000 Hz ist eine Erhöhung der Resonanzspitzen fest-

zustellen. In diesem Frequenzbereich scheint die Phase des rückgespeisten Signals nicht mehr ge-

gen-phasig, sondern mitphasig zum Primärsingal zu liegen. In diesem Fall wird dann die Dämp-

fung der Resonanzen „aktiv verringert“, so dass die Resonanzspitzen höher und schmaler wer-

den. Ein Grund für diese Phasenverschiebung oberhalb von ca. 1240 Hz könnte die Laufzeit des

Rückspeisesignals sein. Da die Wellenlänge der Longitudinalwelle im Aufbau geringer wird, müss-

te die Laufzeit des rückgespeisten Signals immer kürzer werden, um die richtige Phasenlage zum

Primärsingnal zu behalten. Da die Laufzeit aber frequenzunabhängig ist, tritt eine mittphasige

Einspeisung oberhalb ca. 1240 Hz ein. Dies ist der Grund, warum solche aktiven Systeme eher für

tieffrequente Anwendungen geeignet sind und hochfrequent tendenziell problematisch werden.

In unserem Fall spielt diese Problematik eine untergeordnete Rolle, da es sich bei der Körper-

schalleinleitung von Installationen um stark tieffrequent geprägte Geräusche handelt. Dies wird

in späteren Abschnitten dieses Berichts noch deutlicher diskutiert. Der Frequenzbereich über


2000 Hz wurde deshalb auch nicht weiter berücksichtigt, da selbst in diesem Aufbau das einge-

leitete Kraftsignal gering war, so dass hier eine geringfügige Erhöhung des Signals für den Sum-

menpegel nicht ausschlaggebend ist.

6.1.3 Auslenkungs-Rückspeisung (displacement-Feedback)

Bei der Auslenkungsrückspeisung wurde das Beschleunigungssignal am Einleitungspunkt des

Aufbaus in die Bodenplatte gemessen, im Ladungsverstärker zweimal integriert und so die Aus-

lenkung über den Leistungsverstärker zum Aktor zurückgespeist. In Bild 42 ist die Schnelle im

Fernfeld für die offene und geschlossene Reglerschleife mit Auslenkungsrückspeisung gezeigt. In

Bild 43 wird beispielhaft die Resonanz bei 585 Hz betrachtet.

Bild 42: Schnellepegel im Fernfeld bei der Auslenkungsrückspeisung für die offene („Aktor aus“)

und geschlossene Reglerschleife („Aktor an“). (Spannungs-Verstärkungsfaktor: ca. 110).

In Abschnitt 3.9.4 konnte gezeigt werden, dass die Rückspeisung der Auslenkung zu einer Ver-

schiebung der Resonanzfrequenz zu höheren Frequenzen führt. Dies ist in obigen Messergebnis-

sen nur bei einigen wenigen Resonanzfrequenzen zu erkennen. Bei 585 Hz verschiebt sich die

Resonanzspitze beispielsweise um 1,5 Hz auf 586,5 Hz, siehe Bild 43. Im Allgemeinen weisen

oben dargestellte Messergebnisse, besonders im Frequenzbereich von 400 Hz bis 1300 Hz, eher

eine Verringerung der Resonanzspitzen von 1 – 2 dB auf.


Bild 43: Ausschnitt aus Bild 42 von 550 bis 630 Hz mit der Resonanz bei 568 Hz.

6.1.4 Beschleunigungs-Rückspeisung (accleration-Feedback)

Bei der Beschleunigungsrückspeisung wurde das Beschleunigungssignal am Einleitungspunkt des

Aufbaus in die Bodenplatte gemessen und über den Ladungs- und Leistungsverstärker zum Aktor

gegen-phasig zurückgespeist. Hierbei war keine Integration des Signals notwendig. In Bild 44 ist

die Schnelle im Fernfeld bei offener Regelschleife und bei Beschleunigungs-Rückspeisung darge-

stellt.

Bild 44: Schnellepegel im Fernfeld bei der Beschleunigungsrückspeisung für die offene („Aktor

aus“) und geschlossene Reglerschleife („Aktor an“). (Spannungs-Verstärkungsfaktor: ca. 30).


In Bild 45 ist in einem Ausschnitt die Auswirkung der Beschleungigungsrückspeisung auf eine Re-

sonanz der Bodenplatte bei 1058 Hz dargestellt.


Die Rückspeisung des Beschleunigungssignals eine Verschiebung der Resonanzspitzen des

Schnellepegels im Fernfeld zu tieferen Frequenzen. Diese Verschiebung der Resonanzfrequenz

entspricht der theoretischen Analyse aus Abschnitt 3.9.3. Außerdem bewirkt die Beschleuni-

gungsrückspeisung tendenziell eine geringe Reduzierung der Resonanzspitzen. Vor allem im Fre-

quenzbereich von 750 Hz bis 1500 Hz ist eine Abnahme einiger Resonanzüberhöhungen festzu-

stellen (Bild 44). Die Resonanzspitzen werden in diesem Bereich um 1 bis 5 dB verringert.

Beispielhaft ist die Auswirkung der Beschleunigungs-Rückspeisung für die Resonanz bei 1058 Hz

in Bild 45 zu ersehen. Die Resonanzfrequenz wird durch die Beschleunigungsrückspeisung um

8 Hz auf 1050 Hz verschoben. Weiterhin kommt es zu einer Verringerung der Resonanz um ca.

5 dB.

6.1.5 Kraft-Rückspeisung (force-Feedback)

Für die Kraft-Rückspeisung musste der bisherige Aufbau diese Messung verändert werden, um

eine Anbringung des Kraftaufnehmers am unteren Ende des Aufbaus zu ermöglichen. In Bild 46

ist ein Foto des Aufbaus gezeigt. Im Wesentlichen wurde der Kraftaufnehmer möglichst nahe am

Kontaktpunkt zur Empfangsplatte in den Aufbau eingesetzt. Das Kraftsignal wurde wiederum

über Ladungsverstärker und Leistungsverstärker invertiert auf den Aktor gespielt.


Bild 46: Modellaufbau zur Anwendung von Kraft-Rückspeisung.

Bild 47: Schnellepegel des Aufnehmers im Fernfeld bei der Kraftrückspeisung für die offene („Ak-

tor aus“) und geschlossene Reglerschleife („Aktor an“). (Verstärkungsfaktor 1).

Durch die Rückführung des Kraftsignals wird nahezu im gesamten tiefen Frequenzbereich eine

geringfügige Reduzierung der Schnellepegel der Resonanzspitzen auf der Platte bewirkt. Eine

Ausnahme bildet die Resonanzüberhöhung bei 1080 Hz, die durch die Aktivierung verstärkt wird

und zu Stabilitätsproblemen führt (siehe Abschnitt 3.9.6) Im Frequenzbereich unterhalb der Re-

sonanzspitze bei 1080 Hz sind die Verringerungen der Resonanzspitzen erkennbar, im Bereich

darüber ist die Verringerung geringer. Die in Bild 48 gezeigte Resonanzspitze bei 798 Hz wird

durch die Aktivierung um 0,9 dB verringert.



Insgesamt kann die in Kapitel 3.9 gezeigte Wirkung der verschiedenen Signal-Rückspeisungen im

Wesentlichen bestätigt werden. Dabei zeigt sich, dass einzig die Schnellerückspeisung, die eine

Erhöhung der Dämpfung bewirkt, eine für breitbandige Anregung sinnvolle Methode für aktive

Signal-Rückspeisung darstellt. Die Verschiebung von Resonanzfrequenzen durch Auslenkungs-

und Beschleunigungsrückspeisung verringert im Allgemeinen nicht die eingeleitete Gesamtleis-

tung der Körperschallquelle.

6.1.6 Kraft-Vorspeisung (force-feed forward)

Bei der Feed-forward-Steuerung wird der sekundären Quelle ein der Störung korreliertes Refe-

renzsignal vorgespeist (siehe Abschnitt 3.10). Dieses wurde im untersuchten Aufbau durch Mes-

sung der eingeleiteten Kraft generiert. Die Kraft wurde wie in Bild 37 dargestellt unterhalb des

Aluminiumdrahts gemessen und über den Ladungs- und Leistungsverstärker zum Aktor vorge-

speist.

Wie bei der Feedback-Regelung wurde auch hier die Schnelle am Einleitungspunkt und im Fern-

feld der Bodenplatte gemessen. Die Positionen der Aufnehmer und des Einleitungspunkts waren

dieselbe wie bei der Feedback-Regelung. Diese Schnelle wurde wiederum zur Beuteilung der

Wirkung herangezogen. In Bild 49 und ist die Schnelle im Fernfeld bei Anwendung von Kraft-

Vorspeisung dargestellt, in Bild 50 ist die Wirkung beispielhaft für den Frequenzbereich von

240 Hz bis 380 Hz abgebildet.


Bild 49: Schnellepegel des Aufnehmers im Fernfeld bei Kraftvorspeisung für die offene („Aktor

aus“) und geschlossene Steuerungsschleife („Aktor an“). (Optimaler Verstärkungsfaktor: ca. 3,3).

Bild 50: Ausschnitt aus Bild 49 von 240 bis 380 Hz mit der Resonanz bei 269 und 337 Hz.

Die Vorspeisung der Kraft bewirkt eine nahezu frequenzunabhängige Verringerung des gemes-

senen Schnellepegels. Die Reduzierung des Pegels bewegt sich im Bereich von bis zu 4 dB. Sehr

deutlich sind die Verringerungen bei den Resonanzspitzen zu sehen, wie zum Beispiel bei 269 Hz.

Hier vermindert sich der Pegel um 3,5 dB (Bild 50). Auch der Pegel im Frequenzbereich zwischen

den Resonanzen wird deutlich gemindert, so dass das gesamte Spektrum im Frequenzbereich un-

ter ca. 1000 Hz reduziert wird. Eine Ausnahme stellt lediglich der Bereich unter 65 Hz dar. In die-

sem Frequenzbereich erhöht sich der Schnellepegel durch das aktive System. Der Grund ist die

Resonanzfrequenz des Aktors, bei der die Phase der Anregung um 180° dreht (siehe Ab-


schnitt4.4.3). Deshalb leitet der Aktor in diesem Frequenzbereich zum Primärsignal gleichphasig

Körperschall in den Aufbau und erhöht damit die Körperschalleinleitung. Die Messungen mit

Kraft-Vorspeisung bestätigen die Wirkung, die theoretisch im Abschnitt 3.10.1 ermittelt wurde.

Damit hat die Kraft-Vorspeisung das größte Potential für die Verringerung der Körperschall-

Einleitung von haustechnischen Anlagen.

Die Verstärkung des vorgespeisten Signals war wegen Stabilitätsproblemen bei 1450 Hz auf 3,3

begrenzt. Bei einem veränderten Anregesignal, vor allem ohne die deutlichen Überhöhungen bei

Frequenzen oberhalb 1000 Hz, kann eine höhere Verstärkung erreicht werden. Dies wird in spä-

teren Abschnitten beschrieben.

Die Messungen mit Kraftvorspeisung wurden wiederholt durchgeführt, wobei jedes Mal der

Messaufbau neu aufgebaut wurde. Die Verbesserungen der Schnellepegel im Fernfeld wurden

bei allen Messungen bestätigt, so dass von einer hohen Wiederholbarkeit der Messungen ausge-

gangen werden kann.

Die Problematik der Erhöhung bei tiefen Frequenzen durch die Resonanzfrequenz des Aktors

kann praktisch so gelöst werden, in dem die Resonanzfrequenz des Aktors in einen noch tieferen

Frequenzbereich verschoben wird, so dass er aus dem für die Bauakustik wesentlichen Bereich

zwischen 50 und 5000 Hz geschoben wird. Trifft diese überhöhte Anregung keine Mode des an-

geregten Bauteils, so ist die erregte Schnelle entsprechend gering und die Überhöhung wird nicht

oder nur geringfügig wirksam.

6.1.7 Zusammenfassung starrer Aufbau

Bei den Untersuchungen am starren Aufbau wurden zwei verschiedene Reglerstrategien unter-

sucht. Zum einen die Signal-Rückspeisung (Regelung), und zum anderen die Signal-Vorspeisung

(Steuerung). Für die Feedback-Regelung wurden vier verschiedene Messgrößen zur Rückspeisung

verwendet, für die Feed-forward-Steuerung wurde ausschließlich die Kraft als Vorspeisegröße un-

tersucht. Überprüft wurde die Verringerung der Schnelle Empfangsplatte im Fernfeld durch Akti-

vierung des Systems. Ein häufig auftretendes Problem lag in der Stabilität des Regler- bzw. Steu-

erkreises, der ab einer bestimmten Verstärkung instabil wurde. Daher war die optimale Verstär-

kung begrenzt. Diese ist stark abhängig vom Aufbau und vom Anregungs-Signal und daher Situ-

ationsabhängig. Für die Ergebnisse bedeutet dies, dass die unterschiedlichen aktiven Systeme in

ihrer Wirkung vor allem Qualitativ beurteilt werden können. Die Höhe der Reduktion kann daher

nur Qualitativ auf andere Situationen übertragen werden und bedürfen für jede reale Situation

einer eigenen Optimierung.

Insgesamt bestätigte sich, dass durch die Schnellerückspeisung die Dämpfung der Struktur erhöht

wird. Dies drückt sich durch die Stärke der Resonanzüberhöhungen aus, die durch die Schnelle-

rückspeisung reduziert werden. Die Verschiebung der Resonanzfrequenz zu höheren Frequenzen

bei der Auslenkungsrückspeisung konnte nur bei wenigen Resonanzen festgestellt werden. Die

Kraft-Rückspeisung bewirkte, mit Ausnahme von 1080 Hz, über den gesamten untersuchten Fre-

quenzbereich eine geringfügige Reduzierung des Schnellepegels bei den Resonanzfrequenzen.

Allerdings traten schon bei einer geringen Verstärkung Stabilitätsprobleme auf.


Bei der untersuchten Kraft-Vorspeisung zeigte sich, dass eine über den kompletten Frequenzbe-

reich reichende Reduzierung der Schnelle auf der Platte auftritt. Eine Ausnahme davon trat im

Frequenzbereich des Aktors auf, bei der eine Überhöhung des Signals festgestellt wurde. Daher

wurden die Schnelle-Rückspeisung und die Kraft-Vorspeisung als die aussichtsreichsten Varianten

beurteilt. Weitere Untersuchungen an einem Aufbau mit elastischer Zwischenalge wurden des-

halb mit der Schnellerückspeisung und der Kraftvorspeisung durchgeführt. Diese sind im Folgen-

den beschrieben.

6.2 Modellaufbau mit elastischer Zwischenlage (aktive mit passiver KSI kombiniert)

Dusch- und Badewannen werden häufig mit elastischen Zwischenlagen von der Bodenplatte ent-

koppelt. Diese sind in der Regel am Wannenfuß befestigt und im mittleren und hohen Frequenz-

bereich wirksam. Ein Schwachpunkt dieser Entkopplung ist der Bereich bei der Resonanzfrequenz

der Zwischenlage, da hier die Körperschallübertragung erhöht wird. Durch das aktive System in

Verbindung mit einer elastischen Entkopplung sollen die passive Wirkung bei hohen und mittle-

ren Frequenzen durch die Wirkung der aktiven Isolation bei tiefen Frequenzen ergänzt werden.

Im Folgenden wird deshalb die Wirksamkeit des aktiven Systems an einem Aufbau mit elastischer

Zwischenlage getestet.

Dazu wurde die elastische Zwischenlage zwischen dem verwendeten Aufbau und der Bodenplat-

te angebracht. Weitere Änderungen wurden am Modellaufbau nicht vorgenommen. Der Aufbau

ist grafisch in Bild 51 dargestellt.

Bild 51: Skizze des Modellaufbaus mit elastischer Zwischenlage und schematischer Darstellung

der Messtechnik.

Eine Beschreibung der elastischen Zwischenlage ist Kapitel 4.5 zu entnehmen. Ebenso wie bei

dem starren Aufbau wurde die Schnelle im Fernfeld als Referenzsignal zu Ermittlung der Wirk-

samkeit herangezogen.


Die Wirkungsweise der elastischen Zwischenschicht im Modellaufbau ist aus Bild 52 ersichtlich.

Darin ist die Transferfunktion aus der Schnelle im Fernfeld, bezogen auf die vom Shaker eingelei-

tete Kraft, für den starren Aufbau und den Aufbau mit elastischer Zwischenschicht dargestellt.

Bild 52: Transfer-Admittanz zwischen Schnelle im Fernfeld und eingeleiteter Kraft des Primär-

Shakers im starren und elastischen Modellaufbau.

Im tiefen Frequenzbereich ist die Transferfunktion sehr ähnlich, d.h. die elastische Zwischen-

schicht hat keine Wirkung auf die Schnelle im Fernfeld. Im Frequenzbereich von 125 Hz

bis 270 Hz bewirkt die elastische Zwischenschicht eine Erhöhung der Schnelle. In diesem Fre-

quenzbereich liegt die Resonanzfrequenz der elastischen Zwischenlage für diesen Aufbau. Ober-

halb ca. 270 Hz setzt die positive Wirkung der elastischen Zwischenschicht ein und die Schnelle

und damit die Körperschalleinleitung verringern sich. Ab ca. 1000 Hz erreicht die Schnelle den

Hintergrundpegel auf der Platte.

Mit dem experimentell bestimmten Elastizitätsmodul der Zwischenlage (Kapitel 4.5.2) lässt sich

mittels Gleichung (16) und (17) die Resonanzfrequenz im Aufbau rechnerisch abschätzen. Für die

Masse des gesamten Aufbaus von 820 g ergibt sich eine Resonanzfrequenz von 244 Hz für die

elastische Zwischenschicht im Aufbau. Diese korrespondiert recht gut mit dem gemessenen Be-

reich der Resonanzüberhöhung im Bild 52. Die Resonanzfrequenz der elastischen Zwischen-

schicht wird von den Resonanzen der Empfangsplatte überlagert und ist stark bedämpft. Daher

erscheint sie nicht als ausgeprägte Spitze in der Übertragungsfunktion.

6.2.1 Schnelle-Rückspeisung im Aufbau mit elastischer Zwischenlage

Im Aufbau mit elastischer Zwischenlage wurde die Schnelle von der Bodenplatte am Einleitungs-

punkt über den Ladungs- und Leistungsverstärker zum Aktor zurückgespeist, wie auch im starren

Aufbau in Abschnitt 6.1.2 beschrieben. Bild 53 und Bild 54 zeigen die Messergebnisse für die of-

fene und geschlossene Reglerschleife.


Bild 53: Schnellepegel des Aufnehmers im Fernfeld im Aufbau mit elastischer Zwischenlage bei

der Schnellerückspeisung für die offene („Aktor aus“) und geschlossene Reglerschleife („Aktor

an“). (Spannungs-Verstärkungsfaktor: ca. 110).

Bild 54: Detail aus Bild 53 für den Frequenzbereich von 125 Hz bis 175 Hz.

Die Schnellerückspeisung bei Verwendung der elastischen Zwischenlage bewirkt eine geringe

Verringerung der Resonanzspitzen im Schnellepegel im Fernfeld. Die Minderung liegt in einem

Bereich unter 1 dB. Beispielsweise bei der Resonanzspitze bei 145 Hz verringert sich die Schnelle

um ca. 0,4 dB im Fernfeld (Bild 54). Auch der Schnellepegel am Einleitungspunkt zeigt nur gerin-

ge Veränderungen.


Im Vergleich zum starren Aufbau zeigt sich eine etwas geringere Minderung des Schnellepegels

bei den Resonanzspitzen. Es wird vermutet, dass durch die Zwischenschaltung der elastischen

Zwischenlage neben der Reduktion des Primärsignals auch das Sekundärsignal des Aktors gemin-

dert wird, und daher die Wirksamkeit der aktiven Komponente abnimmt. In diesem Falle wäre es

besser, wenn der Aktor direkt an der Empfangsplatte wirkt. Dies würde aber eine deutliche Ver-

änderung des Aufbaues mit sich führen, und wäre auch in der Anwendung aufwändiger. Daher

wurde auf diesen Versuch verzichtet.

Die Messergebnisse in Bild 53 zeigen, dass die passive Körperschallisolierung durch die elastische

Zwischenlage die Schnellepegel so stark reduziert, dass ab ca. 1000 Hz das Grundgeräusch er-

reicht wird. Deshalb wird in den folgenden Diagrammen bei Verwendung der elastischen Zwi-

schenlage nur noch der Frequenzbereich bis 1000 Hz dargestellt.

6.2.2 Kraft-Vorspeisung im Aufbau mit elastischer Zwischenlage

Bei vorhergehenden Messungen mit Kraftvorspeisung waren die Überhöhungen des Kraftspekt-

rums der Primäranregung bei 1450 Hz und 1840 Hz (vgl. Bild 33) für die Stabilität des Systems

kritisch. Deshalb wurden im Weiteren das Anregesignal mit zwei Bandsperr-Filtern bei 1450 Hz

und 1840 Hz versehen. Dazu wurde das Rosa Rauschen zur Anregung des Shakers bei diesen

Frequenzen durch Bandstop-Filter im Softwarepaket ArtemiS bearbeitet. Das nun verwendete

Spektrum zur Anregung ist in Bild 55 gezeigt.

Bild 55: Spektrum des Anregesignals rosa Rauschen und mittels zwei Bandstopp-Filtern bei

1450 Hz und 1840 Hz bearbeitetes Anregesignal.

Durch das Herausfiltern dieser kritischen Frequenzen ist es möglich, das Kraftsignal mit einer grö-

ßeren Verstärkung vorzuspeisen. Die maximal mögliche Verstärkung wurde wiederum stufenwei-

se erhöht, bis eine maximale Verringerung des Schnellepegels im Fernfeld eintrat. Die Ergebnisse

für drei verschiedene Verstärkungen zeigt Bild 56.


Bild 56: Schnellepegel des Aufnehmers im Fernfeld im Aufbau mit elastischer Zwischenlage bei

Kraftvorspeisung für die offene („Aktor aus“) und geschlossene Reglerschleife.

Der Vergleich der Schnellepegel im Fernfeld bei verschiedenen Verstärkungen zeigt mit zuneh-

mender Verstärkung bis Verstärkungsfaktor 14,5 eine deutliche Verringerung der Schnelle mit

Ausnahme im sehr tiefen Frequenzbereich um 60 Hz. Dies ist wiederum der Frequenzbereich der

Eigenresonanz des Aktors. Mit Verstärkungsfaktor 28,7 ergibt sich dann aber eine deutliche Er-

höhung des gesamten Schnellepegels. Anscheinend übersteigt das Sekundärsignal bei dieser ho-

hen Verstärkung das Primärsignal, so dass deutlich mehr Körperschallleistung in die Platte einge-

leitet wird. Interessanter weise bleibt dabei das System stabil, da es sich hierbei nicht um eine

Rückkopplungsschleife handelt (Siehe Kapitel 3.10).

6.2.3 Zusammenfassung aktive mit passiver KSI kombiniert

Das Einbringen der elastischen Zwischenlage in den Aufbau bewirkt eine Überhöhung bei der Re-

sonanzfrequenz des elastischen Aufbaus, im Frequenzbereich zwischen 125 und 270 Hz. Ober-

halb der Resonanzfrequenz ergibt sich dann eine deutliche Reduzierung des Schnellepegels auf

der Empfangsplatte bis ca. 1000 Hz, wo das Hintergrundgeräusch erreicht wird. Unterhalb der

Resonanzfrequenz hat die elastische Zwischenlage keinen Einfluss auf den Schnellepegel.

Die Kombination von aktiver und passiver Körperschallisolierung (KSI) zeigt bei Schnellerückspei-

sung nur geringe Wirkung und Reduktion des Schnellepegels auf der Empfangsplatte. Es wird

vermutet, dass die Wirkung des Aktors durch die elastische Zwischenschicht selbst gemindert

wird, so dass insgesamt eine geringe Wirkung auftritt.

Bei der Kraftvorspeisung dagegen ermöglicht die Verwendung eines gefilterten Anregesignals ei-

ne größere Verstärkung des Vorspeisesignals. Dadurch können deutliche Verringerungen des

Schnellepegels im gesamten Frequenzbereich mit Ausnahme der Eigenresonanz des Aktors erzielt

werden. Allerdings zeigt sich, dass ab einer bestimmten Verstärkung der Schnellepegel auf der

Platte durch die Kraftvorspeisung erhöht wird. Es wird vermutet, dass der Aktor ab einer be-


stimmten Verstärkung das Primärsingnal überkompensiert und zur dominierenden Schallquelle

wird. Dann wird zusätzliche Körperschallleistung in den Aufbau eingeleitet und der Schnellepegel

erhöht sich.

7 Weitere Versuche am Modellaufbau

Die Schnellefeedback-Regelung stellt bei der Kombination von aktiver mit passiver Körperschall-

isolierung im verwendeten Modellaufbau nur eine geringe Wirksamkeit in Aussicht. Deshalb

wurde ausschließlich die Kraftvorspeisung weiter untersucht. Im folgenden wurde versucht, die

Wirkung des aktiven Systems im interessierenden Frequenzbereich weiter zu steigern und das

Anregespektrum ähnlich zu realen Quellen zu gestalten, so dass die Ergebnisse des Modellauf-

baus eine größere Nähe zu den im realen Aufbau zu erzielenden Ergebnissen besitzen.

7.1 Verwendung einer Zusatzmasse am Aktor

Die Resonanzfrequenz des Aktors führt zu einer Erhöhung des Schnellepegels unterhalb ca.

63 Hz. Diese Erhöhung liegt noch im erweiterten bauakustischen Frequenzbereich von 50 bis

5000 Hz. Da der Aktor ein Masse-Feder-Massesystem darstellt, kann seine Resonanzfrequenz

durch Erhöhung der Masse zu tiefen Frequenzen verschoben werden (siehe Gleichung(16)).

Ebenso könnte auch die Federsteifigkeit der Haltefedern das Aktors (Bild 18) verringert werden.

Als einfachere Lösung wurde die Masse des Aktorrings durch einen Zusatzmassering erhöht. Die-

ser ist in Kapitel 4.4.2 beschrieben. Die Wirkung der Zusatzmasse ist aus Bild 57 zu ersehen.

Bild 57: Schnellepegel des Aufnehmers im Fernfeld bei Kraftvorspeisung für die Kraftvorspeisung,

mit und ohne Zusatzmassenring. (Verstärkungsfaktor mit Zusatzmassering 8,3, ohne Zusatzmas-

senring 7,2)

Der Vergleich mit und ohne Zusatzring zeigt, dass die Erhöhung der Masse die Resonanzfrequenz

des Aktors von 55 Hz auf 33 Hz verschiebt. In diesen Frequenzbereichen kommt es wie gehabt


zur Überhöhung der Schnellepegel im Fernfeld. Mit Zusatzmassering wird damit eine Reduktion

im Frequenzbereich von 40 Hz bis ca. 70 Hz erreicht. Im höheren Frequenzbereich bis 1000 Hz

verhält sich das aktive System dagegen sehr ähnlich. Geringe Unterschiede sind lediglich durch

die etwas unterschiedlichen Verstärkungsfaktoren bei beiden Messungen bedingt.

Durch diese Methode ist es möglich, im gesamten bauakustischen Frequenzbereich eine deutli-

che Reduktion der Pegel zu erreichen. Die Überhöhung bei 33 Hz könnte gegebenenfalls weiter-

hin in Gebäuden problematisch sein. Allerdings bietet die Kombination von höherer Masse des

Rings mit einer geringeren Steifigkeit der Haltefedern die Möglichkeit, die Resonanzfrequenz des

Aktors in Zukunft noch weiter zu tiefen Frequenzen zu verschieben, so dass diese nicht mehr im

Bau problematisch sind.

7.2 Aufzeichnung eines realitätsnahen Anregesignals

Als Anregesignal diente zu Beginn der Untersuchungen ein Rosa Rauschen, das für spätere Un-

tersuchungen mittels Bandstop-Filter bei den Frequenzen 1450 Hz und 1840 Hz verändert wur-

de. Um für zukünftige Messungen eine praxisnähere Anregung zu verwenden, wurde die Kraft

gemessen, die von einer Duschwanne in den Baukörper eingeleitet wird. Dabei wurde die

Duschwanne selbst mittels eines Körperschall-Geräusch Normal KGN bzw. eine Duschbrause an-

geregt. Dazu wurde ein Kraftaufnehmer in den Fuß einer handelsüblichen Duschwanne integriert

und die Kraft gemessen sowie das Kraftsignal aufgezeichnet. Verwendet wurde das Duschwan-

nenmodell Superplan 390 der Firma Kaldewei (Abmessungen 0,90 m x 0,90 m). Diese wurde

durch das KGN aus einer Höhe von 1 m und durch die Duschbrause aus einer Höhe von 1,50 m

angeregt. In Bild 58 ist der Aufbau mit KGN-Anregung gezeigt.

Bild 58: Messaufbau zur Messung des KGN-Anregesignals. Links: Duschwanne mit KGN. Rechts:

Detailaufnahme des Duschwannenfußes mit angebrachtem Kraftaufnehmer.

Die gemessenen Kraftspektren bei KGN-Anregung und bei Anregung durch die Duschbrause sind

in Bild 59 im Vergleich zum Spektrum des rosa Rauschens dargestellt. Beide gemessenen Signale

besitzen im tieferen bis mittleren Frequenzbereich einzelne Resonanzüberhöhungen. Im Fre-

quenzbereich bis ca. 500 Hz liegen die Amplituden beider gemessenen Signale auf ähnlichem Ni-

veau. Das rosa Rauschen bildet in diesem Frequenzbereich eine relativ gute Nährung. Die durch

die Duschbrause eingeleitete Kraft fällt ab 500 Hz aufwärts stark ab und hat wenig hochfrequen-

te Anteile. Die eingeleitete Kraft durch die KGN-Anregung fällt im Vergleich zum rosa Rauschen


bis ca. 800 Hz ähnlich zum Brausesignal ab, steigt dann aber bis ca. 1250 Hz wieder etwas an

und erreicht fast die Werte des rosa Rauschens. Darüber fällt das Spektrum des KGN wiederum

ab, erreicht das Spektrum der Duschbrause aber erst oberhalb von 4000 Hz.

Bild 59: Kraftspektrum bei der Duschbrause- und der KGN-Anregung am Wannenfuss sowie das

Spektrum von Rosa Rauschen.

Durch seine größeren hochfrequenten Anteile ist das KGN-Anregesignal das kritischere der bei-

den Kraftsignale. Deshalb wurde dieses für die weiteren Messungen als Anregesignal verwendet.

Im Modellaufbau wird das durch den Shaker eingeleitete Signal wiederum durch die Resonanz

der Spannfutter und des Drahts verändert (Kapitel 5.3). Diese liegt aber deutlich über 1000 Hz,

so dass dieses Signal durch die passive Körperschallisolierung schon deutlich reduziert wird und

damit nur geringen Einfluss auf das aktive System besitzt. Damit konnten die am oben beschrie-

benen Aufbau aufgezeichneten Signale als Anregesignale für weitere Messungen im Modellauf-

bau verwendet werden.

7.3 Kombination von aktiver und passiver KSI mit praxisnahem Anregesignal

In diesem Kapitel wird die Wirkung der passiven und passiv+aktiven Körperschallisolierung (KSI)

untersucht. Dabei wird unterschieden zwischen den Verringerungen durch die elastische Zwi-

schenlage („mit Zwischenlage“) und der zusätzlichen Verringerungen durch das aktive System

mit Kraftvorspeisung. Dieses wird als „aktiv mit Zwischenlage“ bezeichnet. Als Vergleichsmes-

sung dient die Messung bei offener Reglerschleife ohne elastische Zwischenlage („ohne Zwi-

schenlage“). Um für diese Untersuchungen einen möglichst problemlosen Umbau des Aufbaus

zu ermöglichen, wurde der Aufbau mit doppelseitigem Klebeband an der Bodenplatte befestigt.

Der Einfluss durch die Verwendung von Klebeband ist aus der Transfer-Admittanz zwischen der

Schnelle im Fernfeld und der eingeleiteten Kraft zu ersehen. Diese ist für die starre Verbindung

und dem Einsatz von Klebeband in Bild 60 dargestellt.


Bild 60: Transfer-Admittanz des Aufbaus (Schnelle im Fernfeld/eingeleitete Kraft) ohne elastische

Zwischenlage bei starr mit der Bodenplatte verbundenem und mit doppelseitigem Klebeband be-

festigtem Aufbau.

Bei ca. 1400 Hz tritt eine Überhöhung auf, die auf die Resonanz des Klebebands zurückzuführen

ist. Unterhalb dieser Resonanzfrequenz hat das Klebeband keinen Einfluss auf die Überhöhung.

Da das Anregespektrum durch tieffrequente Anregung unter 1000 Hz (Bild 59) dominiert wird,

hat der Einsatz des Klebebands keinen wesentlichen Einfluss auf die weiteren Ergebnisse. Bei Ein-

satz der elastischen Zwischenlage und doppelseitigem Klebeband wird die Steifigkeit von der

weicheren Feder bestimmt, Gleichung (37). Daher hat auch hier das doppelseitige Klebeband kei-

nen wesentlichen Einfluss auf die Ergebnisse.

Mit dem beschriebenen Aufbau wurden nun weitere Messungen durchgeführt, bei denen die

Einfügungsdämmung und die eingeleitete Schallleistung mit elastischer Zwischenlage und mit zu-

sätzlicher aktiver Kraftvorspeisung verglichen wurden.

In Bild 61 ist der Schnellepegel des Aufnehmers im Fernfeld mit und ohne elastischer Zwischenla-

ge (passive KSI) bei offener Reglerschleife sowie den Schnellepegel mit Zwischenlage bei ge-

schlossener Reglerschleife (aktive+passive KSI) dargestellt. Als Anregesignal diente das gemessene

KGN-Kraftspektrum.


Bild 61: Schnellepegel des Aufnehmers im Fernfeld bei der Kraftvorspeisung. (Verstärkungsfaktor

bei der geschlossenen Steuerungsschleife: 14,4)

Die elastischen Zwischenlage bewirkt eine Erhöhung des Schnellepegels im Frequenzbereich zwi-

schen 100 Hz und 270 Hz. Dies ist auf die Resonanzfrequenz der elastischen Zwischenlage zu-

rückzuführen. Unterhalb dieser Resonanz hat die elastische Zwischenlage keine Wirkung, ober-

halb der Resonanz ab ca. 270 Hz setzt die passive Dämmwirkung ein, wodurch sich der Schnelle-

pegel verringert. Ab ca. 700 Hz befindet sich der Schnellepegel bei Verwendung der Zwischenla-

ge im Grundgeräuschpegel, so dass messtechnisch keine weiteren Verringerungen des Schnelle-

pegels zu erwarten sind.

Die zusätzliche aktive Dämmmaßnahme durch die Kraftvorspeisung bewirkt oberhalb der Reso-

nanzfrequenz des Aktors bei ca. 40 Hz eine weitere Reduktion des Schnellepegels. Bis ca. 700 Hz

ist eine deutliche Verringerung des gemessenen Schnellespektrums zu erkennen. Die Reduktion

erreicht Werte von bis zu 11,5 dB (bei 142 Hz im Fernfeld).Lediglich unter ca. 40 Hz erzeugt der

Aktor eine Erhöhung der Schnellepegel der Platte, die durch die Resonanz des Aktors hervorgeru-

fen wird.

7.3.1 Einfügungsdämm-Maß

Die Dämmwirkung durch das Einfügen eines Dämmelements, sei es ein passives oder aktives

Element, kann durch das Einfügungsdämm-Maß beschrieben werden.

Das Einfügungsdämm-Maß De:ist definiert durch

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅=

m

oe v

vD log20 (38)


mit vo der Schnelle ohne Dämmmaßnahme und vm der Schnelle mit Dämmmaßnahme. Das Einfü-

gungsdämm-Maß gibt damit die Pegeldifferenz zwischen dem gemessenen Schnellepegel mit

und ohne Dämmmaßnahme an.

Da in der Bauakustik eine Beurteilung in Terzen üblich ist, wurden die Messergebnisse in Terzen

dargestellt. Dabei wurde der in der Bauakustik übliche erweiterte Frequenzbereich von 50 bis

5000 Hz berücksichtigt. Die Umrechnung in Terzen erfolgte mittels des Softwarepakets ArtemiS

(FFT-Methode).

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

30

35

63 125 250 500 1000 2000 4000Frequenz [Hz]

Einf

ügun

gsdä

mm

-Maß

[dB

]

mit Zwischenlage

aktiv mit Zwischenlage

Bild 62: Einfügungsdämm-Maß der elastischen Zwischenlage und der elastischen Zwischenlage

mit Kraftvorspeisung im Fernfeld der Platte.

Bild 62 zeigt die Einfügungsdämmung der elastischen Zwischenlage (passive KSI) und der Zwi-

schenlage mit zusätzlich verwendeter Kraftvorspeisung(aktive und passive KSI) im Fernfeld der

Platte. Der Wirksamkeitsbereich der elastischen Zwischenlage ist auf den Bereich über 315 Hz be-

schränkt. Ab dieser Frequenz steigt die Einfügungsdämmung stark an und erreicht Werte bis zu

32 dB bei 1000 Hz. Darüber fällt sie steil auf null ab, da das Anregespektrum bei diesen hohen

Frequenzen keine wesentliche Körperschalleinleitung besitzt. Im Frequenzbereich unterhalb von

315 Hz dagegen ist die Einfügungsdämmung der passiven KSI negativ, da es dort durch die Re-

sonanz der elastischen Zwischenlage zu einer Überhöhung der Einleitung kommt. Hier setzt die

zusätzliche Wirkung der aktiven KSI durch Kraftvorspeisung ein. Im gesamten Frequenzbereich

von 63 Hz bis 630 Hz wird eine deutliche Erhöhung der Einfügungsdämmung erreicht. In Bild 63

ist die Einfügungsdämmung durch die Kraftvorspeisung (aktive und passive KSI) bezogen auf den

Aufbau mit elastischer Zwischenlage (nur passive KSI) dargestellt.


-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

30

35

63 125 250 500 1000 2000 4000Frequenz [Hz]

Einf

ügun

gsdä

mm

-Maß

[dB

]

aktiv mit Zwischenlage

Bild 63: Einfügungsdämm-Maß der elastischen Zwischenlage mit Kraftvorspeisung im Fernfeld

der Platte (bezogen auf den Aufbau mit elastischer Zwischenlage ohne aktiver KSI)

Die zusätzliche aktive KSI ist vor allem tieffrequent wirksam. Die Einfügungsdämmung steigt von

50 Hz von 0 dB auf ca. 15 dB bei 125 und 160 Hz an. Von dort fällt sie kontinuierlich auf einen

Wert von -1 dB bei 630 Hz ab. Darüber bleibt die Einfügungsdämmung bei 0 dB. Im Bereich zwi-

schen 63 Hz und 500 Hz wird durchgehend eine Verbesserung von 5 dB oder mehr erreicht.

Die Erhöhung des Schnellepegels durch die elastische Zwischenlage im Frequenzbereich von 100

bis 250 Hz kann durch die aktive Kraftvorspeisung im Modellaufbau kompensiert werden. Dar-

über hinaus reduziert das System die Körperschalleinleitung deutlich. Das beschriebene aktive KSI

System ergänzt damit die sinnvollen und üblichen passiven Maßnahmen im tiefen Frequenzbe-

reich, in dem die passiven Elemente ihrer Grenzen und Nachteile besitzen. Ein Kombiniertes Sys-

tem aus aktiver und passiver KSI ist damit in der Lage, im gesamten bauakustischen Frequenzbe-

reich die Körperschalleinleitung deutlich zu reduzieren. Die Höhe der erzielbaren Verbesserung ist

stark von den Randbedingungen der Anwendung, wie dem anregenden Spektrum, der mögli-

chen Verstärkung und anderer praktischer Gegebenheiten abhängig und muss für jeden Anwen-

dungsfall gesondert optimiert werden. Dies übersteigt den Rahmen dieses Forschungsvorhabens.

7.3.2 Eingeleitete Körperschall-Leistung

Die eingeleitete Körperschall-Leistung stellt die charakteristische Größe für Körperschallquellen

dar, da sie die Leistung beschreibt, wie dies auch bei Luftschallquellen der Fall ist. Sie kann an der

Empfangsplatte bestimmt werden und basiert im Wesentlichen auf der Messung der mittleren

Schnelle der Empfangsplatte, Gleichung (3). Die eingeleitete Körperschall-Leistung wurde für den

Aufbau ohne und mit elastischer Zwischenlage, sowie mit zusätzlicher aktiver Körperschallisolie-

rung bestimmt. Hierzu muss zusätzlich zur gemittelten Schnelle der Empfangsplatte deren Ver-

lustfaktor bestimmt werden.


Der Verlustfaktor der Empfangsplatte wurde durch die Messung der Körperschall-Nachhallzeit

(Gleichung 5) bestimmt. Für diese Messung wurde der Echtzeitanalysator 840 der Firma Norsonic

verwendet, der mittels MLS- Messtechnik sehr kurze Nachhallzeiten bestimmen kann. Zur Anre-

gung der Platte wurde der Schwingerreger Typ 4810 eingesetzt. Ein Foto des Messaufbaus ist in

Bild 64 dargestellt.

Bild 64: Anregung der Empfangsplatte durch einen entkoppelten Shaker bei der Bestimmung der

Körperschall-Nachhallzeiten mittels MLS- Messtechnik.

Die Messung der Körperschall-Nachhallzeiten wurde an vier Messpositionen und drei verschiede-

ne Anregungspostionen durchgeführt, so dass 12 unabhängige Messungen gemittelt wurden.

Die Messung geschah in Anlehnung an DIN EN 15657-1 [22]. Der bestimmte Verlustfaktor ist in


0,00

0,02

0,04

0,06

0,08

0,10

0,12

0,14

63 125 250 500 1000 2000 4000Frequenz [Hz]

Verlu

stfa

ktor

[-]

Bild 65: Verlustfaktor der Bodenplatte des Empfangsplattenprüfstands.


Der Verlustfaktor besitzt bei 50 Hz einen Wert von 0,14, und fällt zu höheren Frequenzen steil

ab. Bei 125 Hz liegt er bei ca. 0,04, bei 500 Hz bei ca. 0,01. Oberhalb 500 Hz fällt der Verlustfak-

tor nur noch sehr leicht und erreicht bei 4000 Hz einen Wert von ca. 0.0057.

Das mittlere Schnellequadrat zur Bestimmung der eingeleiteten Körperschall-Leistung wurde

durch Messung der Schnelle an zwölf Messpositionen im Fernfeld der Quelle gemessen und ge-

mittelt. Dabei wurden die in [54] genannten Abstände zwischen den Messpositionen und der An-

regeposition sowie den Plattenrändern eingehalten. Die gemessenen Schnellewerte wurden

quadriert und für die jeweiligen Frequenzen arithmetisch gemittelt, um so das räumlich und zeit-

lich gemittelte Schnellequadrat 2~v zu erhalten.

Aus der nach Gleichung (3) ermittelten Körperschall-Leistung wurde ein Körperschall-

Leistungspegel durch:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅=

0

log10PPLw (39)

mit 0P der Bezugsschall-Leistung von 10-12 W berechnet.

Für den Modellaufbau mit starrer Verbindung (ohne elastische Zwischenlage), mit elastischer Zwi-

schenlage (passive KSI) und mit zusätzlicher Kraftvorspeisung (passive + aktive KSI) wurde der

Körperschall-Leistungspegel bei Anregung mit dem KGN-Signal ermittelt. Die Ergebnisse sind in

Bild 66

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

63 125 250 500 1000 2000 4000Frequenz [Hz]

Scha

lllei

stun

gspe

gel [

dB]

mit Zwischenlage, 69,7 dBaktiv mit Zwischenlage, 59,9 dBohne Zwischenlage, 66,8 dBGrundgeräusch, 35,3 dB

Bild 66: Körperschall-Leistung für den Modellaufbau ohne KSI, mit passiver KSI und mit passiver

+ aktiver KSI. Anregesignal war das KGN-Signal. Die Zahlen in der Legende geben den Summen-

schall-Leistungspegel an.


Das Spektrum des Schall-Leistungspegels ist stark durch das Anrgespektrum geprägt. Dieses ist

aus Bild 59 ersichtlich. Für den starren Aufbau ergibt sich daraus ein durch Resonanzen geprägtes

abfallendes Spektrum von tiefen Frequenzen bis zu 800 Hz. Danach folgt ein Anstieg um ca.

10 dB bei 1000 Hz und ähnliche Werte bis 1600 Hz. Darüber fällt der Pegel steil ab und erreicht

das Hintergrundgeräusch-Spektrum bei 3150 Hz.

Durch die elastische Zwischenlage wird der Schallleistungspegel im Bereich zwischen 125 Hz und

315 Hz durch die Resonanz der Zwischenlage erhöht. Bei den darüber liegenden Frequenzen

setzt die Dämmwirkung der Zwischenlage ein, was zu starken Verringerungen des eingeleiteten

Schallleistungspegels führt. Ab der Terzmittenfrequenz von 800 Hz ist der Abstand zum Grund-

geräusch nur noch sehr gering, über 2000 Hz liegt der Schallleistungspegel im Grundgeräusch.

Durch die zusätzliche aktive Kraftvorspeisung, in Kombination mit der passiven elastischen Zwi-

schenlage reduziert sich der Schallleistungspegel im gesamten tiefen Frequenzbereich von 50 bis

1250 Hz. Unter 250 Hz ist die Reduktion besonders stark ausgeprägt, so beträgt sie beispielswei-

se bei 125 Hz 10,7 dB. Im Frequenzbereich zwischen 250 Hz und 630 Hz verringert sich der Pegel

durchgehend um ca. 5 dB. Auch im Frequenzbereich über 630 Hz bis 2000 Hz wird der Pegel

durch die Kraftvorspeisung um ca. 1 dB gemindert.

Der Summenschallpegel liegt für die passive Maßnahme 2,9 dB über dem Summenpegel des star-

ren Aufbaus. Der Grund hierfür ist die Resonanz der elastischen Zwischenlage zwischen 125 Hz

und 315 Hz. Da hier die höchsten Pegel vorkommen, sind diese für die Höhe des Summenschall-

pegels bestimmend. Dies ist allerdings vom Modellaufbau und vom Anregespektrum abhängig

und kann nicht verallgemeinert werden. Die aktive Körperschallisolierung, in Kombination mit der

elastischen Zwischenlage, bewirkt eine Verringerung des Summenschallleistungspegels von

9,8 dB im Vergleich zur Variante mit Zwischenlage bzw. um 6,9 dB im Vergleich zur Variante oh-

ne Zwischenlage.

7.3.3 A-bewertete eingeleitete Körperschall-Leistung

Um das menschliche Lautstärkeempfinden etwas stärker zu berücksichtigen, und weil dies eine

gängige Größe bei der Beurteilung von technischen Geräten ist, wurde der Schallleistungspegel

A-bewertet. Die A-Bewertung bezieht sich in diesem Fall auf die in die Struktur eingeleitete

Schall-Leistung. Sie macht keine Aussage über den in einem benachbarten Raum durch diese

Quelle verursachten A-bewerteten Schalldruckpegel, denn sie berücksichtigt nicht die Übertra-

gung im Gebäude und die Abstrahlung in den Raum.

Das A-bewertete Frequenzspektrum der eingeleiteten Schallleistung ist in Bild 67 gezeigt.


-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

63 125 250 500 1000 2000 4000Frequenz [Hz]

Sch

allle

istu

ngsp

egel

[dB

(A)]

mit Zwischenlage, 49,9 dB(A)aktiv mit Zwischenlage, 42,5 dB(A)ohne Zwischenlage, 56,6 dB(A)Grundgeräusch, 24,7 dB(A)

Bild 67: A-bewerteter Schallleistungspegel für den Modellaufbau ohne KSI, mit passiver KSI und

mit passiver + aktiver KSI. Anregesignal war das KGN-Signal. Die Zahlen in der Legende geben

den A-bewerteten Summenschall-Leistungspegel an.

Durch die A-Bewertung wurden die Spektren in ihrem Frequenzverlauf verändert. Damit wird

auch die Gewichtung der einzelnen Frequenzanteile im A-bewerteten Summenpegel verändert.

Die elastische Zwischenlage reduziert den A-bewerteten Summenschallleistungspegel des starren

Aufbaus von 56,6 dB(A) um 6,7 dB(A) auf 49,9 dB(A). Das weitere Zuschalten des aktiven Sys-

tems (passiv + aktiv) bewirkt eine weitere Reduzierung um 7,4 dB(A). Damit erreicht das passive

+ aktive System eine Gesamtverringerung der Körperschall-Leistung von 14,1 dB(A). Diese Ergeb-

nisse zeigen die Leistungsfähigkeit der Kombination einer passiven Körperschall-Isolation mit ei-

ner aktiven Körperschall-Isolation, in diesem Fall der Kraft-Vorspeisung. Damit erscheint diese

Kombination als ein aussichtsreiches Verfahren, die Körperschalleinleitung von haustechnischen

Anlagen zu verringern. Die Höhe der Verbesserungen ist allerdings stark von der Quelle (Struktur

der Quelle, Anregespektrum) als auch der möglichen elastischen Zwischenlage, der Möglichkei-

ten des Einsatzes von aktiven Systemen (Signal-Vorspeisung oder –Rückspeisung) und der Kosten

des Systems abhängig. Daher wird im Weiteren der mögliche Einsatz von kostengünstigen Senso-

ren beleuchtet. Außerdem wird der Einsatz der beschriebenen aktiven Komponenten an realen

Quellen beschrieben, so dass damit genauere Aussagen zur Leistungsfähigkeit solcher Systeme

unter realen Bedingungen gemacht werden können.

7.4 Veränderungen des Modellaufbaus zu einem realen Befestigungselement

Der wesentliche Unterschied des Modellaufbaus zu einem realen Befestigungselement war der

Einsatz des Drahtes zur Unterdrückung von Momenten-Einleitung. Dieser veränderte das in die

Konstruktion eingeleitete Kraftspektrum durch die Resonanz der beiden Spannfutter. Daher wur-

den nun der Draht und die Spannfutter entfernt.


7.4.1 Starrer Modellaufbau ohne Aluminiumdraht und Spannfutter

Der Modellaufbau wurde durch entfernen des Aluminiumdrahts und der Spannfutter vereinfacht

und liegt damit näher an einer realen Befestigungseinrichtung einer potentiellen Körperschall-

quelle wie z.B. einem Wannenfuß. Der Messaufbau ist in Bild 68 dargestellt.

Bild 68: Modellaufbau ohne Aluminiumdraht und Spannfutter

Der Einfluss des Drahtes ist aus Kapitel 5.3 zu ersehen. Mit diesem Modellaufbau war es möglich,

bei der Kraftvorspeisung eine etwas höhere Verstärkung zu verwenden, ohne dass das Schnelle-

signal im Fernfeld auf der Empfangsplatte nach einer Reduktion wieder erhöht wurde. Bei Versu-

chen in diesem Aufbau wurden verschiedenen Signale als Anrege-Spektren verwendet. Diese sind

in Bild 69 dargestellt. Dabei handelt es sich um Signale, die am in Kapitel 7.2 beschriebenen Auf-

bau erzeugt wurden.

Bild 69: Spektren der in diesen Abschnitt verwendeten Anregesignale.


Bei dem Signal „Einsteigen“ handelt es sich um ein instationäres Signal, das durch das Einsteigen

einer barfüßigen erwachsenen Person mit ca 70 kg Gewicht in die in Bild 58 dargestellte Dusch-

wanne erzeugt wurde. Das Signal ist dabei das Kraftsignal an einem Wannenfuß.

Für das Anregesignal rosa Rauschen ist die Schnelle im Fernfeld der Empfangsplatte in Bild 70

dargestellt. Dabei war die Vorgehensweise so, wie dies in Kapitel 6.1 beschreiben wurde.


aus“) und geschlossene Steuerungsschleife („Aktor an“) bei Verwendung von rosa Rauschen.

(Verstärkungsfaktor: ca. 15,1).

Die Vorspeisung der Kraft bewirkt auch bei direkter Ankopplung des Schwingerregers ohne Alu-

miniumdraht eine Reduzierung des Schnellepegels über einen großen Frequenzbereich. Daher

kann davon ausgegangen werden, dass keine wesentliche Einleitung über Momente stattfindet.

Der Pegel wird dabei im Frequenzbereich von 80 Hz bis 1250 Hz um bis zu 15 dB verringert. Bei

der Resonanzfrequenz des Aktors (bei ca. 50 Hz) erfolgt wiederum eine Erhöhung der Pegel. Die

Ergebnisse zeigen im Wesentlichen keine Veränderung der Wirksamkeit des aktiven Systems. Da-

her kann in weiteren Versuchen auf die Verwendung der Drahtkonstruktion zur Unterdrückung

von Momenten-Einleitung verzichtet werden.

Der selbe Aufbau wurde weiterhin bei Anregung mit einem Brausesignal getestet. Hierbei han-

delte es sich um das in Bild 69 beschriebene Signal einer Handbrause, bei der das Kraftsignal an

einem Fuß einer Duschwanne aufgezeichnet wurden, bei der Wasser aus 1,5 m Höhe aus einem

Duschkopf auf eine Duschwanne fällt. Die Schnelle im Fernfeld auf der Empfangsplatte bei dieser

Anregung, mit und ohne Betreiben der aktiven Kraft-Vorspeisung ist in Bild 71 gezeigt.



aus“) und geschlossene Steuerungsschleife („Aktor an“) bei Verwendung des Brausesignals. (Ver-

stärkungsfaktor: ca. 9.3).

Die Vorspeisung der Kraft bewirkt ähnlich wie bei der Anregung durch rosa Rauschen eine Redu-

zierung des Schnellepegels über den Frequenzbereich von 80 bis 800 Hz. Allerdings war die op-

timale Verstärkung etwas geringer. Trotzdem wurde der Pegel dabei um bis zu 16 dB verringert.

Eine Ausnahme stellt wiederum die Resonanzfrequenz des Aktors dar. Auch hier lässt sich fest-

stellen, dass der Aufbau ohne Aluminiumdraht eine ähnlich gute Wirkungsweise des aktiven Sys-

tems ermöglicht, als dies im Falle mit Aluminiumdraht der Fall war.

Als drittes Anregesignal wurde das instationäre Signal „in eine Duschwanne einsteigen“, kurz mit

einsteigen bezeichnet, getestet. Dabei wurde wiederum die Schnelle im Fernfeld mit und ohne

aktives System gemessen. Beide Schnellepegel sind in Bild 72 dargestellt, die Werte beinhalten

die Mittelung von jeweils 6 Messungen mit diesem instationären Signal.

Die Ergebnisse zeigen wieder deutlich die Überhöhung bei der Resonanz des Aktors bei ca.

50 Hz. Im darüberliegenden Frequenzbereich gibt es Frequenzen, die gemindert werden, andere

werden durch das aktive System etwas angehoben. Außer der bekannten Überhöhung bei der

Resonanz des Aktors erscheinen aber keine weiteren starken Überhöhungen, so dass festgestellt

werden kann, das sich das aktive System auch bei instationärer Anregung eher gutmütig verhält

und auch bei dieser Art von Signalen keine wesentlichen Probleme aufweist, sondern die Über-

tragung insgesamt eher mindert.


Bild 72: Schnellepegel im Fernfeld auf der Empfangsplatte bei instationärem Anregesignal

„einsteigen“, ohne und mit aktivem System mit Kraft-Vorspeisung.

7.4.2 Aktive Körperschall-Isolierung an einem Duschwannenfuß

Um die aktive Körperschall-Isolierung an einem realen Verbindungselement zu testen, wurden

Versuche an einer Duschwanne unternommen. Dabei handelt es sich um die in Kapitel 5.1 näher

beschriebene Duschwanne. Diese wurde über Eck auf die Empfangsplatte gestellt, so dass nur ein

Fuß der Duschwanne mit der Empfangsplatte in Verbindung stand. An diesem Fuß wurde das ak-

tive System mit Aktor befestigt. Der Aufbau ist in Bild 73 dargestellt.

Bild 73: Duschwannenfuß mit integriertem Aktor beim Aufbau auf der Empfangsplatte.

Die Anregung der Duschwanne erfolgte mittels eines Schwingerregers, der die Wanne an einem

Punkt anregte. Als anregendes Signal wurde rosa Rauschen verwendet. Auch in diesem Aufbau

wurde die Schnelle im Fernfeld der Empfangsplatte als Referenzsignal zur Feststellung der Wirk-


samkeit des aktiven Systems verwendet.

Bild 74: Schnellespektrum des Aufnehmers im Fernfeld der Empfangsplatte bei Anregung durch

rosa Rauschen (Kraft-Vorspeisung mit Verstärkungsfaktor 18,5)

Diese Schnelle ist in Bild 74 mit und ohne Kraft-Vorspeisung dargestellt. Die Verwendung der ak-

tiven Körperschall-Isolation reduziert die Schnelle im Fernfeld im Frequenzbereich von 125 Hz bis

ca. 800 Hz. Allerdings ist die Reduktion im Bereich um 250 Hz nicht so hoch wie vorhergehenden

Versuchen. Im tiefen Frequenzbereich bis 125 Hz erhöht das System die Schnelle im Fernfeld,

hervorgerufen durch die Resonanz des Aktors.

In einem weiteren Versuch wurde anstatt dem rosa Rauschen das Duschbrausesignal eingespielt.

Wiederum wurde die Kraft-Vorspeisung verwendet. Die Schnelle im Fernfeld ist in Bild 75 ge-

zeigt.


Bild 75: Schnellespektrum des Aufnehmers im Fernfeld der Empfangsplatte bei Anregung durch

das Duschbrausesignal (Kraft-Vorspeisung mit Verstärkungsfaktor 13,8)

Bei Anregung der Duschwanne mit dem Duschbrausesignal kann durch die Kraftvorspeisung, au-

ßer im Bereich der Resonanz des Aktors durchgehend eine Verringerung des Schnellepegels auf

der Platte erreicht werden. Die Verringerung durch das aktive System liegt maximal bei 12 dB. Im

Vergleich zur vorigen Messung war hier der Verstärkungsfaktor etwas geringer. Daher wurde ei-

ne geringere maximale Reduktion erreicht. Dagegen ist die Überhöhung bei der Resonanz des

Aktors im tiefen Frequenzbereich weniger ausgeprägt und fällt geringer aus.

Auch Versuche bei Verwendung von Schnelle-Rückspeisung führten prinzipiell zu ähnlichen Er-

gebnissen, wie sie schon in Kapitel 6.1.2 gezeigt wurden. Beispielhaft sei hier das Ergebnis bei

Anregung des Aufbaus an der Duschwanne (Bild 73) mit dem Duschbrausesignal gezeigt. Dabei

wird wiederum die Schnelle im Fernfeld als Referenzsignal herangezogen. Das Ergebnis ist in Bild

76 dargestellt.


Bild 76: Schnellespektrum des Aufnehmers im Fernfeld de Empfangsplatte bei Anregung mit dem

Duschbrausesignal (Schnelle-Rückspeisung mit Verstärkungsfaktor 110)

Durch die Schnellerückspeisung verringert sich die Schnelle im Fernfeld der Empfangsplatte bei

den Resonanzspitzen, wie in Kapitel 3.9.5 und 6.1.2 beschrieben ist. Bei der Resonanz bei 94 Hz

wird eine Reduktion von 1,8 dB erreicht. Bei 145 Hz kann die höchste Reduktion von 5 dB fest-

gestellt werden. Alle anderen Resonanzspitzen werden um ca. 1 bis 3 dB reduziert.

Es kann festgestellt werden, dass die aktive Körperschall-Isolierung mittels Kraft-Vorspeisung als

auch mittels Schnelle-Rückspeisung prinzipiell auch am Wannefuß funktioniert und zu ähnlichen

Ergebnissen wie am Modellaufbau führt.

7.4.3 Aktive Körperschall-Isolierung an zwei Duschwannenfüßen

Nach dem erfolgreichen Einsatz des aktiven Systems an einem Wannenfuß wurde nun unter-

sucht, ob auch zwei Systeme an einer Quelle wirksam sind, die zwei Kontaktpunkte mit der

Empfangsstrukur besitzt. Hier wäre es denkbar, dass sich die beiden unabhängigen Systeme ge-

genseitig stören und sich eventuell gegenseitig aufschaukeln. Deshalb wurde die im vorigen Ab-

schnitt verwendete Duschwanne mit zwei Füßen auf die Empfangsplatte aufgestellt. An beiden

Füßen war ein separates, voneinander unabhängiges aktives System befestigt. Beide Füße waren

starr mit der Empfangsplatte verbunden. Bei den aktiven Systemen war der Aufbau der selbe, wie

in Kapitel 7.4.2 beschrieben. Der Messaufbau ist in Bild 77 dargestellt.


Bild 77: Messaufbau der Duschwanne mit zwei Kontakt-Füßen zur Empfangsplatte. Im Vorder-

grund sind die von der Empfangsplatte entkoppelten Füße, im Hintergrund die mit der Emp-

fangsplatte verbundenen Füße und den daran befestigten Aktoren zu erkennen.

Die Duschwanne wurde wieder durch einen Schwingerreger (in Bild 77 oben zu sehen) mit rosa

Rauschen angeregt. Die Beurteilung fand wiederum durch die Veränderung der Schnelle im Fern-

feld auf der Platte statt. Bei dieser Untersuchung wurden im ersten Schritt beide aktiven Systeme

einzeln betrieben, und in einem zweiten Schritt dann beide Systeme gleichzeitig verwendet. Da-

bei waren die Ergebnisse bei dem Betrieb nur eines Systems sehr ähnlich, so dass hier nur die Er-

gebnisse bei dem Betrieb des linken Fußes (in Bild 77) dargestellt werden. In Bild 78 ist die

Schnelle im Fernfeld der Empfangsplatte ohne Betrieb der aktiven Kraft-Vorspeisung und bei

Verwendung der aktiven Kraft-Vorspeisung am linken Fuß dargestellt.

Bild 78: Schnellespektrum des Aufnehmers im Fernfeld bei der Kraft-Vorspeisung am linken

Duschwannenfuß (Verstärkungsfaktor 9)


Bei der aktiven Körperschallisolierung durch Kraftvorspeisung an nur einem (hier dem linken)

Duschwannenfuß zeigt sich deutlich die Resonanzfrequenz des Aktors bei 42 Hz durch Überhö-

hung des Schnellesignals. Im Frequenzbereich über 50 Hz verringert sich der Schnellepegel im

Fernfeld, die Reduktion fällt aber mit ca. 1 dB eher gering aus. Einzelne Frequenzen weisen eine

Reduktion von bis zu 5 dB auf (beispielsweise bei ca. 360 Hz). Die relativ geringe Reduktion des

Schnellepegels war zu erwarten, denn in diesem Fall ist eine weitere Körperschallquelle durch

den zweiten Fuß vorhanden, die nicht reduziert wurde und deshalb den Schnellepegel im Fern-

feld dominiert. Würde eine der beiden Quellen durch das aktive System komplett unterdrückt, so

konnte der Pegel (bei nicht korrelierten Quellen) maximal um 3 dB verringert werden.

Bei dem Betrieb beider aktiven Systeme mit Kraft-Vorspeisung war die Reduktion deutlich größer.

Dies ist in Bild 79 dargestellt.

Bild 79: Schnellespektrum des Aufnehmers im Fernfeld bei der Kraftvorspeisung an beiden

Duschwannenfüßen (Verstärkung links: 14; Verstärkung rechts: 13).

Bei der Kraftvorspeisung an beiden Duschwannenfüßen zeigt sich wie gehabt eine Überhöhung

des Schnellepegels bei 42 Hz durch die Resonanz der beiden Aktoren. Im Frequenzbereich über

50 Hz wird eine deutliche Verringerung des Schnellepegels auf der Platte erreicht. Bei 95 Hz er-

reicht die Reduktion einen Wert von 20 dB. Auch der Frequenzbereich darüber wird bis ca.

400 Hz um durchschnittlich 10 dB reduziert. Zwischen 400 und 1000 Hz liegt die Reduktion un-

ter 10 dB. Über 1250 Hz erreicht der Schnellepegel das Grundgeräusch.

Auffallend in Bild 79 ist lediglich bei Verwendung der aktiven Kraft-Vorspeisung eine ausgepräg-

te Spitze bei ca. 150 Hz, die Werte des nicht betriebenen Systems erreicht. Diese könnte mögli-

cherweise durch die Interaktion der beiden aktiven Systeme hervorgerufen sein. Weitere Untersu-

chungen zur Analyse wurden nicht durchgeführt.

Die Ergebnisse legen nahe, dass sich die Systeme nicht stark gegenseitig negativ beeinflussen. So

war es möglich, beide Systeme mit ähnlich großen Verstärkungen zu betreiben, wie dies bei den


Versuchen an einem einzelnen System der Fall war. Weitere Untersuchungen zu Mehrfach-

Systemen werden in Kapitel 8 beschrieben.

An diesem Aufbau wurde im Anschluss auch die Verwendung von Schnelle-Rückspeisung an bei-

den Füßen untersucht. Der Aufbau der beiden Systeme war prinzipiell der in Kapitel 6.1.2 be-

schriebene.

Die Ergebnisse der aktiven Körperschallisolierung durch Schnellerückspeisung am linken Fuß sind

in Bild 80 dargestellt. Dabei war wieder nur das aktive System am linken Fuß betrieben worden,

das zweite System am rechten Fuß war ausgeschaltet.

Bild 80: Schnellepegel im Fernfeld der Empfangsplatte bei der Schnellerückspeisung am linken

Fuß (Verstärkungsfaktor 125)

Bei der Schnellerückspeisung an nur einem Fuß der Duschwanne (hier dem linken) zeigt sich eine

geringe Reduktion im Schnellepegel auf der angeregten Empfangsplatte bei einigen Resonanz-

spitzen. Beispielsweise reduziert sich der Schnellepegel bei 440 Hz um ca. 2 dB. Sonstige Reduk-

tionen betragen maximal 1 dB. Auch hier wird der Effekt der aktiven Körperschallisolierung durch

die Körperschallübertragung über den zweiten Duschwannenfuß überdeckt. Ähnlich waren die

Ergebnisse bei einzelnem Betrieb des anderen Systems.

Die Ergebnisse bei gleichzeitigem Betrieb beider Systeme sind in Bild 81 dargestellt.


Bild 81: Schnellepegel im Fernfeld der Empfangsplatte bei der Schnellerückspeisung an beiden

Füßen (Verstärkung links: 111, Verstärkung rechts: 108)

Bei Betrieb beider aktiver Systeme mit Schnellerückspeisung werden bei einer Vielzahl der Reso-

nanzspitzen die Schnellepegel auf der Empfangsplatte reduziert. Die Reduktion kann bis zu 3 dB

(z.B. bei 441 Hz) erreichen. Im Spektrum treten vereinzelt Resonanzen auf, bei denen der Pegel

etwas erhöht wird. Ausgeprägt ist dies aber nur bei der Resonanzfrequenz der Aktoren bei

42 Hz.

Auch bei der Schnelle-Rückspeisung zeigt sich, dass die Systeme unabhängig von einander Funk-

tionieren und sich nicht stören. Auch hier war es möglich, ähnliche Verstärkungsfaktoren an den

Verstärkern zu verwenden, wie bei Verwendung nur eines Systems. Daher kann davon ausge-

gangen werden, dass die Systeme auch für die Anwendung an realen Quellen mit mehreren Kon-

taktpunkten geeignet sind. Versuche an realen Quellen sind in Kapitel 8 beschrieben.

7.5 Untersuchungen zur Verwendung alternativer Sensoren

Die Untersuchungen bei Verwendung von Piezo-Sensoren, z.B. Beschleunigungs- und Kraftsenso-

ren ergaben, dass diese hochwertigen Sensoren gut für die Verwendung in aktiven KSI-Systemen

geeignet sind. Allerdings ist ihr Preis recht hoch, so dass für eine Anwendung im größeren Maß-

stab nach Alternativlösungen gesucht wurde. Welche Sensoren sich für diese Anwendung eignen

können, sind in Kapitel 4.6 beschrieben. Einige Sensoren wurden in einem einfachen Aufbau, be-

stehend aus einer Duschwanne eingesetzt, um ihre grundsätzliche Eignung zu testen. Diese Tests

sind allerdings nicht umfassend, und können nur einige Schlaglichter auf den Einsatz alternativer

Sensoren werfen. Zum Aufbau eines Prototypen eines passiven + aktiven Systems für eine be-

stimmte Anwendung sind noch weitere Recherchen und Versuche bezüglich der Verwendung

von geeigneten Sensoren notwendig.


7.5.1 Geophon zur Schnelle-Rückspeisung

Die Funktionsweise von Geophonen ist in Kapitel 4.6.4 beschrieben. Bei dem hier verwendeten

Geophon handelt es sich um Typ SM-7/U-B 10 Hz der Firma ION Sensor Nederland BV. Dieses ist

für die vertikale Ausrichtung konzipiert und besitzt eine Grenzfrequenz von 10 Hz. Ein Datenblatt

ist im Anhang

D beigefügt.

Um die Messung der Schnelle mit dem Geophon mit den in dieser Arbeit verwendeten Piezo-

Beschleunigungsaufnehmer mit Ladungsverstärker und einfacher Integration abzugleichen, wur-

de ein einfacher Messaufbau gewählt. Dieser ist in Bild 82 gezeigt.

Bild 82: Messaufbau zum Abgleich der Geophon-Messung mit der Messung mittels Piezo-

Beschleunigungsaufnehmer

Der Messaufbau besteht aus einem Shaker, an dem eine Massescheibe befestigt ist, diese ist mit

beiden Sensoren bestückt. Der Shaker regt die Masse zu Schwingungen an, beide Sensoren er-

fassen die Schwingschnelle (Beschleunigungsaufnehmer mit Ladungsverstärker und einmaliger In-

tegration). Der Vergleich der gemessenen Schnelle ist in Bild 83 dargestellt.

Der Shaker wurde mit rosa Rauschen betrieben. Der Vergleich der Messergebnisse zeigt, dass

beide Signale bis ca. 1600 Hz sehr gut übereinstimmen. Bei 2700 Hz besitzt das Geophon eine

ausgeprägte Resonanz, die ca. 20 dB über den Werten des Beschleunigungsaufnehmers liegt.

Oberhalb dieser Resonanz liegen die Messwerte relativ ähnlich, hier zeigt der gesamte Messauf-

bau eine Resonanz und damit einen Anstieg der Schnelle. Der Vergleich zeigt, dass das Geophon

durchaus geeignet wäre, in aktiven Systemen mit einem Anregungsspektrum bis ca. 1600 Hz ei-

nen Piezo-Beschleunigungsaufnehmer zu ersetzen.


Bild 83: Schnellespektrum des Piezo-Aufnehmers und des Geophons

Anschließend wurde das Geophon in einem Messaufbau getestet. Dieser ist in Bild 84 gezeigt.

Dabei handelt es sich um die Duschwanne, die in Kapitel 5.1 näher beschrieben ist. Diese wurde

mit einem Fuß auf die Empfangsplatte gestellt, so dass sie nur über diesen Fuß Körperschall in die

Empfangsplatte einleiten konnte. Die Duschwanne selbst wurde mittels eines Shakers mit rosa

Rauschen angeregt. Der Aufbau ist in der Draufsicht in Bild 85 gezeigt. Das Geophon-Signal wur-

de zur Schnelle-Rückspeisung verwendet. Wie bei den früheren Untersuchungen wurde wieder

die Schnelle der Empfangsplatte im Fernfeld als Referenz zur Beurteilung der Wirkung verwendet.

Diese ist in Bild 86 gezeigt. Die Ergebnisse sind im Prinzip sehr ähnlich zu denen unter Verwen-

dung eines Piezo-Beschleunigungsaufnehmers, siehe Kapitel 6.1.2. Vor allem die Spitzen der Re-

sonanzen werden durch die Schnelle-Rückspeisung verringert, beispielsweise bei 145 Hz um bis

zu 1,6 dB. Dabei war diese Reduktion bei Verwendung des Geophons etwas geringer als bei den

Messungen mit Piezo-Beschleunigungsaufnehmern.

Bild 84: Messaufbau an einem der vier Duschwannenfüße bei der Schnellerückspeisung mit dem

Geophon


Bild 85: Draufsicht auf die Duschwanne mit Anregung durch einen Schwingerreger (Shaker)

Bild 86: Schnelle im Fernfeld bei der Schnellerückspeisung mit dem Geophon

Zusammenfassend lässt sich feststellen, dass ein Geophon durchaus als Sensor zur Anwendung

der Schnellerückspeisung geeignet ist. Wichtig ist dabei, dass es sich bei der Anregung um ein

Signal handelt, dass im Wesentlichen die Frequenzen unterhalb 1600 Hz anregt, so dass die Re-

sonanz des Geophons bei 2700 Hz nicht angeregt wird. Möglicherweise kann diese Resonanz

trotzdem die mögliche Verstärkung des rückgespeisten Signals begrenzen, so dass die Wirkung

eines Systems mit Geophon geringer ausfällt als bei Verwendung von Piezo-Aufnehmern. Wei-

terhin muss beachtet werden, dass Geophone bei Anregung quer zur Messachse weitere Reso-

nanzen durch ihren Aufbau aufweisen können. Dies ist bei den hier gezeigten Ergebnissen nicht

der Fall, könnte aber bei anderen Anwendungen zu Einschränkungen führen.

7.5.2 DMS-Kraftaufnehmer zur Kraft-Vorspeisung

Bei dem Einsatz eines Kraftaufnehmers auf Basis von DMS-Messstreifen wurde versucht, die prin-

zipielle Eignung für die Kraftvorspeisung darzustellen. Der Aufbau eines Kraftaufnehmers mit

DMS-Messstreifen erwies sich als schwierig. Zum einen musste ein geeigneter Messkörper ent-


worfen werden, auf dem die DMS-Messstreifen appliziert wurden. In dieser Arbeit wurde ein

Messkörper verwendet, der in Bild 87 skizziert ist.

Bild 87: Skizze des Messkörpers für die Messung mit DMS-Messstreifen

Dabei war die Herstellung des Messkörpers schwierig da die große Bohrung sehr genau Mittig

angebracht werden musste, dies gelang nicht vollständig. Danach mussten die DMS-Streifen ap-

pliziert werden. Dabei viel die Wahl auf den Typ K-XY33-6/350 von HBM. Das Datenblatt der

DMS ist in Anhang

E niedergelegt. Dabei handelt es sich um zwei rechtwinklig zueinander angeordnete DMS, die

mittels Träger miteinander verbunden sind. Auf jeder Seite des Messkörpers wurden ein paar der

DMS aufgebracht, so dass eine Wheatstone’sche Vollbrückenschaltung mit vier DMS verwendet

werden konnte. Dabei werden zwei der DMS bei Druck auf den Messkörper und der daraus re-

sultierenden Verformung verkürzt, die anderen zwei DMS werden verlängert. Die daraus resultie-

rende Änderung des Widerstands der DMS muss mittels stabilisiertem Messverstärker abgegriffen

werden. Hierbei muss der Verstärker selbst in der Lage sein, höhere Frequenzen zu Messen. Die

Wahl für diese Labormessung viel auf den Verstärker Typ RM4220 von HBM. Das Datenblatt die-

ses Verstärkers ist in Anhang

F beigefügt. Der Verstärker wurde so eingestellt, dass seine Grenzfrequenz bei 5000 Hz lag. Da

das durch die einwirkende Kraft generierte Signal sehr klein ist, wurde der Verstärker auf den

größtmöglichen Verstärkungsfaktor eingestellt. Der so erstellte Kraftaufnehmer wurde in den

oben beschriebenen Messaufbau eingebaut. Der Aufbau ist in Bild 88 gezeigt.


Bild 88: Messaufbau an einem der vier Duschwannenfüße bei der Kraftvorspeisung mit dem

DMS-Sensor

Das Spannungssignal des DMS-Sensors wurde wie in Kapitel 6.1.6 beschrieben wiederum durch

einen Leistungsverstärker verstärkt und auf den Aktor vorgespeist. Die Ergebnisse mit und ohne

Aktivierung des Aktors sind in Bild 89 dargestellt.

Bild 89: Schnelle im Fernfeld der Empfangsplatte bei der Kraftvorspeisung mit dem DMS-Sensor

Die Messergebnisse in Bild 89 zeigen eine geringfügige Reduktion der Schnelle der Empfangs-

platte. Dabei handelt es sich um eine Reduktion im Summenpegel um ca. 0,5 dB. Hier ist anzu-

merken, dass der Leistungsverstärker auf höchster Verstärkerstufe betrieben wurde. Eine höhere

Verstärkung hätte hier voraussichtlich zu einer deutlicheren Verringerung der Schnelle geführt,

da die lediglich durch die Leistungsfähigkeit des verwendeten Verstärkers begrenzt war.

Die Anwendung des Kraftaufnehmers war prinzipiell erfolgreich, allerdings müsste die Empfind-

lichkeit durch veränderten Messkörper und verbesserten Aufbau des gesamten Sensors incl. der


Elektronik deutlich erhöht werden. Dann wäre es durchaus möglich, Sensoren auf DMS-Technik

für eine Kraftvorspeisung und aktiver Körperschall-Isolation einzusetzen. Die Kosten für diese

Anwendung hängt stark von der Anzahl der produzierten Systeme ab, es ist aber durchaus denk-

bar, für haustechnische Anlagen mittels DMS-Sensoren und dem verwendeten Aktor zu aktiven

Systemen zu kommen, die in wirtschaftlicher Hinsicht vertretbare Mehrkosten nicht übersteigen.

7.5.3 MEMS-Beschleunigungssensor zur Schnelle-Rückspeisung

MEMS – Sensoren bestehen aus elektronischen Bauteilen, die in großer Stückzahl hergestellt wer-

de und daher preisgünstig sind. Zurzeit sind hier nur Beschleunigungssensoren verfügbar, die vor

allem im Fahrzeugbau eingesetzt werden. Im detaillierter sind diese in Kapitel 4.6.5 beschrieben.

Bild 90: MEMS-Beschleunigungssensor auf Alu-Körper

Der Einsatz des MEMS-Sensors im Modellaufbau war aus zeitlichen Gründen im Rahmen dieses

Projekts nicht mehr möglich. Der in Bild 90 gezeigte Sensor konnte aber in einer Voruntersu-

chung mittels eines Schwing-Kalibrators getestet werden. Hierbei wurde ein Vergleich mit einem

Piezo-Beschleunigungssensor durchgeführt. Der Vergleich ist in Bild 91 dargestellt.

Bild 91: Vergleich des Beschleunigungspegels des MEMS-Sensors mit dem eines Piezo-

Beschleunigungssensors bei Anregung durch einen Schwing-Kalibrator mit Schwingfrequenz bei

160 Hz.


Bei dem Vergleich in Bild 91 wurde der MEMS-Aufnehmer nicht kalibriert, so dass er in seinem

Pegel zum Piezo-Sensor um ca. 75 dB verschoben ist. Die Messung zeigt aber, dass die Dynamik

des MEMS-Sensors um ca. 25 dB geringer ist als die des Piezo-Sensors. Dies zeigt sich durch die

geringeren Abstände der Maximalwerte bei der Kalibrierfrequenz und deren Obertönen zum

Rauschsignal bei ausgeschaltetem Kalibrator. Trotzdem könnte der Einsatz eines MEMS-

Beschleunigungsaufnehmers mit Integration des Signals zur Schnellerückspeisung eingesetzt

werden, da es hierbei zu einer Beeinflussung der Resonanzspitzen des Schnellesignals kommt. Ob

sich solche Sensoren eignen, hängt natürlich auch vom Anregespektrum ab und muss daher für

die einzelne Anwendung geprüft werden.

7.6 Zusammenfassung

Die in diesem Kapitel beschriebenen Untersuchungen bauen auf den Messungen am Modellauf-

bau auf. Die Verwendung eines realitätsnahen Anregesignal, das deutlich tieffrequenter ist, zeig-

te, dass die Wirksamkeit der Kombination aus aktiver und passiver Körperschallisolation gestei-

gert werden konnte. Für diesen Aufbau wurde das Einfügungsdämm-Maß bestimmt sowie die

eingeleitete Körperschall-Leistung gemessen und A-bewertet. Die Ergebnisse zeigen das hohe Po-

tential der Körperschall-Isolierung durch ein aktives System, auch in Verbindung mit einem passi-

ven Element, auf Das passive Element reduziert den A-bewerteten Summenschallleistungspegel

des starren Aufbaus von 56,6 dB(A) um 6,7 dB(A) auf 49,9 dB(A). Das weitere Zuschalten des ak-

tiven Systems (passiv + aktiv) bewirkt eine weitere Reduzierung um 7,4 dB(A). Damit erreicht das

passive + aktive System eine Gesamtverringerung der Körperschall-Leistung von 14,1 dB(A). Hier-

bei fand die Kraft-Vorspeisung Anwendung, die das größte Potential für die aktive Körperschall-

isolation aufweist. Weiterhin wurden Untersuchungen an einer Duschwanne vorgestellt. Auch

hier konnte ein großes Potential zur Reduktion der Körperschalleinleitung durch das aktive Sys-

tem dargestellt werden. Weitere Untersuchungen zum Einsatz von alternativen Sensoren wurden

dargestellt, die aber aus Gründen der begrenzten Zeit nicht weiter vertieft werden konnten.

8 Aktive Körperschallisolierung in bauähnlicher Situation

Da die Ergebnisse am Modellaufbau und an der Duschwanne vielversprechend waren, wurde

entschieden weitere Versuche an einer bauähnlichen Situation mit realen Quellen durchzuführen.

Als bauähnliche Situation wurde der Installationsprüfstand des IBP ausgesucht. Dieser Prüfstand

wird seit geraumer Zeit zur Messung von Installationsgeräuschen und zur Eignungsprüfung von

Installationen genutzt. Der Prüfstand besteht aus 4 Räumen, von denen zwei im EG und zwei im

UG des Technikums des IBP angeordnet sind. Eine Skizze des Raumes ist in Bild 92 dargestellt.


Bild 92: Skizze des Installationsprüfstands im IBP

Nähere Informationen über den Prüfstand sind [49] zu entnehmen. Die Messungen wurden so

durchgeführt, dass die Quelle auf die Bodenplatte im EG vorne aufgestellt wurde. Als Referenz-

signal wurde zum einen die Schnelle der Bodenplatte im EG im Fernfeld gemessen, zusätzlich

konnte aber auch der Schalldruckpegel im Raum diagonal darunter, Raum UG hinten, gemessen

werden. Dies ist der bei üblicher Grundrissgestaltung als nächstgelegener schutzbedürftiger

Raum nach DIN 4109 [55]. Die Messung erfolgte mit einem hochempfindlichen 1’’ Messmikrofon

von B&K, Typ 4179 an einer festen Position, die während allen Messungen nicht verändert wur-

de. Die Übertragung der Geräusche beinhaltet sowohl die Körperschallübertragung im Gebäude

als auch die bauübliche Abstrahlung der Geräusche. Auf die gemessenen Schallpegel kann nun

auch die A-Bewertung angewendet werden, die mit den Anforderungen der DIN 4109 verglichen

werden können. Dabei sind die Aufbauten und Messungen nicht als Eignungsprüfung zu verste-

hen, sie zeigen aber die Tendenzen auf und geben Auskunft über die mit aktiven Körperschalliso-

lationen mögliche Reduktion der Empfangsraumpegel.

8.1 Modellaufbau im Installationsprüfstand

8.1.1 Modellaufbau mit starrer Verbindung zur Bodenplatte

Als erste Messung im Installationsprüfstand wurde der Modellaufbau gewählt. Dieser wurde zum

einen starr aufgebaut. Dieser ist in Bild 93 dargestellt. Dabei wurde ein Aluminiumkörper ver-

wendet, der mit sehr hartem Zweikomponenten-Klebstoff (Hottinger) auf den Boden geklebt

war. Der gesamte Modellaufbau ist in Bild 94 dargestellt. Dabei wurde der Aufbau durch ein Sta-

tiv gehalten, das durch elastische Lagerung von der Bodenplatte entkoppelt war, um Neben-

wegsübertragung von der Primärquelle (Shaker) auf den Boden zu verhindern.

Installationswand

DG

UG vorne

EG vorne

190

240

3420 4630

UG hinten

EG hinten

KG

V = 70,4 m³

V = 70,4 m³

V = 52,6 m³

V = 52,6 m³

Dn,T,w,Stoß = 57 dB

Dn,T,w,Wand = 45 dB

Dn,T,w,Decke = 52 dB

Fundament elastisch gelagert,umlaufende Trennfuge


Bild 93: Detailaufnahme der starren Verbindung des Modellaufbaus mit der Bodenplatte

Bild 94: Modellaufbau mit Stativ im Installationsprüfstand.

In Bild 95 ist der Schnellepegel im Fernfeld auf der Bodenplatte für den starren Aufbau darge-

stellt. Als Anregesignal wurde rosa Rauschen verwendet, das aktive System wurde mit Kraft-

Vorspeisung betrieben. Die Verstärkung wurde hier nicht mitgemessen, da im Folgenden auch

Messungen mit vier aktiven Systemen durchgeführt wurden, so dass hierfür der messtechnische

Aufwand zu hoch erschien. Deshalb wird nur die Einstellung am Verstärker, hier Verstärkerstufe

4, angegeben.


Bild 95: Schnellepegel im Fernfeld bei Anregung des Modellaufbaus. Aktives System mit Kraft-

Vorspeisung, rosa Rauschen.

Die Ergebnisse in Bild 95 zeigen wie auch bei den Messungen an der Empfangsplatte eine deutli-

che Reduktion der Schnelle im Fernfeld durch das aktive System. Dieses ist vor allem im tiefen

Frequenzbereich bis ca. 1000 Hz der Fall. Eine Ausnahme stellt wiederum die Resonanz des Ak-

tors dar, bei der bei ca. 50 Hz eine deutliche Überhöhung auftritt. Interessant und wichtig ist

auch die Übertragung in den Empfangsraum. Dieser war bei allen weiteren Messungen der Raum

UG hinten (Bild 92). Die Messergebnisse sind in Bild 96 dargestellt.

Bild 96: Schalldruckpegel im Empfangsraum bei Anregung des Modellaufbaus. Aktives System

mit Kraft-Vorspeisung, rosa Rauschen.


Auch im Empfangsraum war die Reduktion der Pegel durch das aktive System im tiefen Fre-

quenzbereich erheblich. Zwischen 50 und 250 Hz fiel die Reduktion am größten aus, und erreich-

te Werte über 10 dB. Der A-bewertete Summenpegel wurde um 2,4 dB(A) reduziert. Allerdings

trat bei diesem starren Aufbau und Anregung mit rosa Rauschen eine Resonanz im Aufbau bei

ca. 1100 Hz auf, die nur geringfügig durch das aktive System gemindert wurde, die aber den A-

bewerteten Summenpegel deutlich mitbestimmte. Daher war der Wert der Reduktion des A-

Pegels deutlich niedriger. Die Überhöhung bei der Resonanz des Aktors bei ca. 50 Hz dagegen

viel geringer aus als bei der Messung der Schnelle im Fernfeld der Bodenplatte. Dies zeigt, das

diese Überhöhung der Pegel durch die Resonanz des Aktors im Bau weniger wichtig sein kann,

als die Messung der Schnelle im Fernfeld zeigt.

Da ein Aufbau des aktiven Systems an realen Quellen mit vier Füßen geplant war, wurden 4 Sys-

teme aufgebaut, die von einander unabhängig waren. Hierfür waren auch 4 Verstärkerkanäle

notwendig. Hierzu wurden zwei Stereo-Verstärker der Firma Klein und Hummel vom Typ 240 ver-

wendet. Bei diesen Messungen wurde nicht der Verstärkungsfaktor gemessen, da dieses mess-

technisch sehr aufwändig gewesen wäre. Anstatt dessen wurden am selben Aufbau mit starrer

Ankopplung alle 4 Verstärkerkanäle nacheinander vermessen. Die Ergebnisse des aktiven Sys-

tems, bei Verwendung der verschiedenen Verstärkerkanäle sind für Stufe 5 der Verstärker in Bild

97 dargestellt.

Bild 97: Schnellepegel im Fernfeld der Bodenplatte bei Anregung des Modellaufbaus. Aktives Sys-

tem mit Kraft-Vorspeisung, Variation des Verstärkers, Anregung durch rosa Rauschen

Der Vergleich der Messungen mit verschiedenen Verstärkerkanälen in Bild 97 zeigt sehr ähnliche

Verläufe bei gleicher Verstärkereinstellung. Lediglich in den Frequenzbereichen um 125 Hz gab es

eine geringe Veränderung der Schnellepegel. Eine systematische Veränderung der Kurven durch

verschiedene Verstärkungsfaktoren ist nicht festzustellen, so dass man davon ausgehen kann,

dass alle Verstärker bei derselben Verstärkungsstufe eine ähnliche Verstärkung des Signals liefer-

ten.


8.1.2 Modellaufbau mit elastischer Zwischenschicht zur Bodenplatte

Bei diesem Aufbau wurden geringe Veränderungen zu den vorigen Modellaufbauten mit elasti-

scher Zwischenschicht vorgenommen. Da die Messungen darauf abzielten, reale Quellen zu un-

tersuchen, wurde ein typischer Wannenfuß der Firma Kaldewei nachgebildet. Dieser besteht aus

einer Gewindestange mit einem abgerundeten Kopf, an den ein Kunststoffkörper angeklipst

wird. Dieser Kunststoffkörper nimmt die elastische Zwischenlage auf. Dabei handelte es sich wie-

der um das in Kapitel 4.5 beschriebene Material. Diese Bauteile sind in Bild 98 dargestellt. Zu-

sammengebaut sind die Bauteile in Bild 99 dargestellt. Dabei ist im oberen Bereich des Bildes der

Aktor zu sehen. Da die Gewindestange des Wannenfußes einen zu großen Durchmesser besaß

(M8), wurde der Wannenfuß durchbohrt und mit einem Gewinde versehen, so dass die in den

vorigen Untersuchungen verwendete Gewindestange (M6) weiterhin verwendet werden konnte.

Beide Bauteile wurden kraftschlüssig unterhalb des Aktors miteinander verbunden. Der gesamte

Aufbau ist in Bild 100 dargestellt. Der Modellaufbau wurde durch ein Stativ gehalten, das von

der Bodenplatte durch elastische Lager entkoppelt war, um Nebenwegsübertragung über die Fü-

ße des Stativs zu verhindern.

Bild 98: Einzelne Bauteile des Wannenfußes: Gewindestange mit Kopf, elastische Zwischenlage

mit PE-Gleitschicht und Kunststoffkörper.


Bild 99: Bauteile des Wannenfußes: Elastische Zwischenlage, Kunststoffkörper und Gewindestan-

ge mit Kopf zum anklipsen des Kunststoffkörpers.

Bild 100: Modellaufbau bei Messung im Installationsprüfstand

Mit diesem veränderten Modellaufbau wurden wiederum Messungen im Installationsprüfstand

durchgeführt. Der Schwingerreger (Shaker) wurde wiederum mit rosa Rauschen betrieben. Bei

dem aktiven System wurde die Kraft-Vorspeisung verwendet. Die Ergebnisse für den Schnellepe-

gel im Fernfeld auf der Bodenplatte sind in Bild 101 gezeigt. Zusätzlich sind die Werte für den

starren Aufbau ohne elastische Zwischenlage dargestellt.


Bild 101: Schnellepegel im Fernfeld bei Anregung des Modellaufbaus ohne und mit elastischer

Zwischenschicht und zusätzlich mit aktiver Körperschall-Isolierung. Aktives System mit Kraft-

Vorspeisung, Anregung durch rosa Rauschen.

Die Ergebnisse der passiven Isolation zeigen eine Reduktion oberhalb 125 Hz. Darunter erhöht

die Resonanz der elastischen Zwischenlage die Anregung etwas. Das aktive System mit elastischer

Zwischenlage (passiv + aktiv) zeigt ein ähnliches Verhalten wie die Messungen in Kapitel 6. Das

aktive System ist in der Lage, die Schnelle im Fernfeld vor allem im tiefen Frequenzbereich um bis

zu 10 dB zu reduzieren, wiederum mit einer Überhöhung bei tiefen Frequenzen unter 50 Hz.

Bild 102: Schalldruckpegel im Empfangsraum bei Anregung des Modellaufbaus ohne und mit

elastischer Zwischenschicht und zusätzlich mit aktiver Körperschall-Isolierung. Aktives System mit

Kraft-Vorspeisung, Anregung durch rosa Rauschen.


Der Schalldruckpegel im Empfangsraum ist in Bild 102 dargestellt. Auch hier wirkt sich die elasti-

sche Zwischenlage ähnlich aus. Das aktive System zeigt im tiefen Frequenzbereich eine geringe

Überhöhung durch die Resonanz des Aktors, und darüber eine deutliche Reduktion der Pegel vor

allem im Frequenzbereich von ca. 50 bis 125 Hz. Darüber fällt die Reduktion zum Teil geringer

aus, sie ist aber bis ca. 500 Hz vorhanden. Die Absenkung des A-bewerteten Pegels durch die

passive Isolation beträgt 20,2 dB(A), durch das aktive System wird er um weitere 2,9 dΒ(A) redu-

ziert. Die Kombination von passiv + aktiv zeigt eine breitbandige Reduktion von 50 Hz bis zu ho-

hen Frequenzen, lediglich bei den Frequenzen unterhalb 50 Hz kommt es zu einer Überhöhung

durch die Resonanz des Aktors.

Da dieser Aufbau dem Wannenfuß für die Whirlwanne aus Stahl-Email entsprach, wurde dieser

Aufbau in vier Varianten für alle 4 Füße erstellt, so dass bei späteren Versuchen an der Whirl-

wanne mit 4 aktiven Systemen gemessen werden konnte. Daher wurden alle 4 Versuchsaufbau-

ten seriell vermessen. Damit war ein Vergleich der 4 aktiven Systeme mit ihrer dazugehörigen

Wannenfuß-Konstruktion möglich. Die Position des Aufbaus an der Bodenplatte blieb dabei

gleich. Die Messergebnisse der 4 Aufbauten ist in Bild 103 dargestellt.

Bild 103: Schnelle im Fernfeld bei Anregung des Modellaufbaus mit elastischer Zwischenschicht

(passive und aktive Körperschall-Isolierung). Aktives System mit Kraft-Vorspeisung, rosa Rau-

schen. Variation der 4 Modellaufbauten

Der Vergleich der Schnelle im Fernfeld bei Verwendung der vier Fußaufbauten zeigt, dass sich

drei der Systeme bei gleichem Verstärkungsfaktor sehr ähnlich verhalten haben. Dies bedeutet,

dass sowohl die verwendeten Aktoren als auch der mechanische Aufbau in seinem dynamischen

Verhalten vergleichbar war. Einzig der Aufbau von Fuß 2 zeigte eine deutliche Abweichung im

Frequenzbereich von 63 bis 125 Hz. Eine genauere Untersuchung des Aktors 2 zeigte, dass sich

hier eine der Haltefedern gelockert hatte und sich in ihrer Position verschoben war. Dies ist in Bild

104 gezeigt. Weitere Änderungen im mechanischen Aufbau des Fuß 2 waren nicht festzustellen.

Deshalb wurde die Feder an ihre Ausgangsposition geschoben und dort verklebt, wie dies auch

bei den anderen Aktoren der Fall war. Somit war sichergestellt, 4 sehr ähnliche Systeme zu besit-


zen, die für die weiteren Versuche an realen Quellen mit mehreren Kontakten und aktiven Sys-

temen geeignet waren.

Bild 104: Draufsicht auf den Aktor des Fuß 2, mit etwas verrutschter Feder. Diese wurde nach

diesem Versuch wieder eingerichtet und mit Klebstoff fixiert.

8.2 Messungen an der Duschwanne im Installationsprüfstand

Nach den guten Ergebnissen am Modellaufbau wurde nun eine reale Quelle verwendet. Hierbei

handelt es sich um eine Duschwanne, die in Kapitel 5.1 näher beschrieben ist. Als Fußrahmen

wurde in diesem Fall der Typ ESR der Firma Kaldewei verwendet. Aus anderen Messungen ist be-

kannt, dass sich beide Fußrahmen in akustischer Hinsicht nicht wesentlich unterscheiden.

8.2.1 Duschwanne mit einem Fuß und mit elastischer Zwischenschicht zur Bodenplatte

Die Duschwanne wurde als Quelle gewählt, da sie einfacher zu handhaben war als die später Un-

tersuchten Whirlwannen. An dieser Duschwanne wurde wiederum eine Kontaktstelle zur Boden-

platte über die Fußkonstruktion hergestellt. Alle anderen 3 Füße der Wanne wurden über sehr

weiche elastische Zwischenlagen von der Bodenplatte möglichst gut entkoppelt, so dass diese

nicht oder nur gering zur Körperschall-Einleitung in die Platte beitragen. Der Aufbau ist in Bild

105 dargestellt.

Bild 105: Ansicht des Aufbaus der Duschwanne mit einem Fuß. Alle anderen Füße waren durch

weiche elastische Zwischenlagen von der Bodenplatte entkoppelt (hinten links)


Die Duschwanne wurde wiederum mit einem Schwingerreger angeregt, der das in Bild 69 darge-

stellte Spektrum des Brausegeräusches in die Duschwanne einleitete. Das Ergebnis der Schnelle

im Fernfeld auf der Bodenplatte ohne und mit aktivem System ist in Bild 106 gezeigt.

Bild 106: Schnellepegel im Fernfeld bei Anregung der Duschwanne mit einem Fuß und mit elasti-

scher Zwischenschicht (passive und aktive Körperschall-Isolierung). Aktives System mit Kraft-


Das aktive System mit Kraft-Vorspeisung war in der Lage, die Pegel auf der Platte vor allem wie-

der im tiefen Frequenzbereich zu verringern. Die Reduktion war aber nicht so groß wie in vorigen

Versuchen und betrug zwischen 1 und 5 dB. Bei ca. 40 Hz erschien wiederum die Überhöhung

durch die Resonanz des Aktors. Der Schalldruckpegel im Empfangsraum ist in Bild 107 gezeigt.

Diese Messung zeigt eine deutliche Überhöhung bei ca. 70 Hz, die allerdings durch ein erhebli-

ches Störgeräusch im Empfangsraum verursacht wird. Leider wurden bei diesen Messungen Bau-

arbeiten im Gebäude durchgeführt, so dass manche Störungen bei der Messung nicht auszu-

schließen war. Trotzdem wurde darauf geachtet, dass diese möglichst gering ausfielen. Weiterhin

zeigt die Messung eine deutliche Reduktion der Pegel bei ca. 50 Hz, sowie eine weitere Redukti-

on im tiefen Frequenzbereich zwischen 80 und 160 Hz. Zu beachten ist bei diesen Ergebnissen,

dass eine komplette Entkopplung der anderen Füße nicht möglich war. Deshalb ist es möglich,

dass die Reduktion etwas größer ausgefallen wäre, wenn die anderen Füße keinen Kontakt zur

Bodenplatte gehabt hätten. Aus praktischen Gründen war eine solche Aufstellung aber nicht

möglich.


Bild 107: Schalldruckpegel im Empfangsraum bei Anregung der Duschwanne mit einem Fuß und

mit elastischer Zwischenschicht (passive und aktive Körperschall-Isolierung). Aktives System mit

Kraft-Vorspeisung, rosa Rauschen

8.2.2 Duschwanne mit zwei Füßen und mit elastischer Zwischenschicht zur Bodenplatte

Darauffolgend wurde die Duschwanne mit zwei Füßen ausgestattet, die als Kontaktpunkte der

Wanne zur Bodenplatte fungierten. Beide Füße waren mit aktiven Systemen ausgestattet und

wurden mit Kraft-Vorspeisung betrieben. Die Anregung erfolgte wiederum durch das Brausege-

räusch und einen Shaker. Die beiden anderen Füße wurden wiederum durch weiche Lagerung

von der Bodenplatte entkoppelt. Die Ergebnisse der Schnelle im Fernfeld der Platte sind in Bild

108 gezeigt.


Bild 108: Schnellepegel im Fernfeld bei Anregung der Duschwanne mit zwei Füßen und mit elas-

tischer Zwischenschicht (passive und aktive Körperschall-Isolierung). Aktives System mit Kraft-


Die Schnelle im Fernfeld bei Betrieb der beiden aktiven Systeme zeigt eine deutliche Reduktion im

tiefen Frequenzbereich zwischen 50 und 125 Hz. Im Frequenzbereich darüber war die Reduktion

zum Teil noch gut zu erkennen, sie viel aber nicht so stark aus. Der Schalldruckpegel im Emp-

fangsraum ist in Bild 109 gezeigt.



Kraft-Vorspeisung, rosa Rauschen

Auch bei dieser Messung war das Hintergrundgeräusch durch Bauaktivitäten etwas angehoben.

Daher ist eine Beeinflussung bei bestimmten Frequenzen nicht ausgeschlossen. Die Ergebnisse in

Bild 109 zeigen aber, dass eine deutliche Reduktion des Schalldruckpegels vor allem im tiefen

Frequenzbereich durch die aktiven Systeme erzielt werden konnte. Weiterhin zeigen die Ergeb-

nisse, dass die beiden aktiven Systeme sich gegenseitig nicht stören oder aufschaukeln.

Auch bei Verwendung des Brausesignals, das deutlich tieffrequenter ist als das rosa Rauschen,

ergab sich eine deutliche Reduktion der Schnellepegel, Bild 110. Allerdings war es bei diesem Sig-

nal auch möglich, eine etwas höhere Verstärkung zu verwenden. Diese Reduktion betrug bei

gewissen Frequenzen bis zu 20 dB. Wirksam sind beide Systeme zwischen 50 und ca. 400 Hz. Die

Schalldruckpegel im Empfangsraum sind in Bild 111 gezeigt. Auch diese fällt etwas höher aus,

mit einer maximalen Reduktion von mehr als 10 dB bei ca. 90 Hz. Die Absenkung des Brausesig-

nals im Empfangsraum betrug 7,9 dB(A). Dies ist der Tatsache geschuldet, dass dieses Signal sehr

tieffrequent dominiert ist und dass die Überhöhung durch das aktive System zwischen 40 und

50 Hz deutlich geringer ausfällt und im Summenpegel einen relativ geringen Einfluss besitzt.


Bild 110: Schnellepegel im Fernfeld bei Anregung der Duschwanne mit zwei Füßen und mit elas-

tischer Zwischenschicht (passive und aktive Körperschall-Isolierung). Aktives System mit Kraft-

Vorspeisung, Anregung durch Duschbrause-Signal.



Kraft-Vorspeisung, Anregung durch Duschbrause-Signal

8.2.3 Duschwanne mit vier Füßen und mit elastischer Zwischenschicht zur Bodenplatte

Als nächster Schritt wurden alle vier Füße der Duschwanne mit Wannenfüßen mit elastischer Zwi-

schenlage und aktiven Systemen ausgestattet. Die aktiven Systeme wurden mit Kraft-Vorspeisung

betrieben. Die Verstärkung der vier Füße wurde über die Verstärker auf gleichen Stufen einge-


stellt. Aus der Messung in Bild 97 geht hervor, dass die Verstärkung aller 4 Kanäle ähnlich war.

Nach der Korrektur des Aktors 2, siehe Kapitel 8.2.1 konnte davon ausgegangen werden, dass

alle vier Aktoren und alle vier Fußkonstruktionen vergleichbar sind. Die Duschwanne wurde wie-

derum mittels Shaker angeregt, das Signal war das Brausesignal. Die Schnelle im Fernfeld bei

Anwendung der aktiven Kraft-Vorspeisung an allen vier Duschwannenfüßen ist in Bild 112 ge-

zeigt. Der Schalldruckpegel im Empfangsraum ist in Bild 113 niedergelegt.

Bild 112: Schnellepegel im Fernfeld bei Anregung der Duschwanne mit vier Füßen und mit elasti-

scher Zwischenschicht (passive und aktive Körperschall-Isolierung). Aktives System mit Kraft-

Vorspeisung, Anregung durch Duschbrause-Signal


Bild 113: Schalldruckpegel im Empfangsraum Fernfeld bei Anregung der Duschwanne mit vier

Füßen und mit elastischer Zwischenschicht (passive und aktive Körperschall-Isolierung). Aktives

System mit Kraft-Vorspeisung, Anregung durch Duschbrause-Signal.

Beide Messungen zeigen zum Teil eine erhebliche Reduktion der Pegel durch die aktiven Syste-

me. So wird die Schnelle im Fernfeld bei 63 Hz um bis zu 15 dB gemindert. Ähnlich hoch ist die

Minderung auch im Schalldruckpegel im Empfangsraum. Hier ist die Wirkung bis zu ca. 500 Hz

deutlich. Der A-bewertete Schalldruckpegel wird um 4,7 dB(A) reduziert.

Wie bei früheren Versuchen wurde auch bei diesem Aufbau die Schnelle-Rückspeisung unter-

sucht. Dabei wurden die Beschleunigungssensoren an den Kontaktpunkten der Füße über einen

Ladungsverstärker mit Integration (B&K Nexus) verwendet. Da das Schnellesignal gering war,

konnte dieses deutlich höher verstärkt werden. Daher wurde an allen Verstärkern die höchstmög-

liche Verstärkung eingestellt, so dass die Leistung der Verstärker ausgereizt wurde. Daher ist an-

zumerken, dass mit anderen Verstärkern mit einer höheren Verstärkung möglicherweise eine

größere Wirksamkeit der Schnellerückspeisung möglich gewesen wäre. Die Ergebnisse sind für

das Fernfeld in Bild 114 dargestellt, für den Schalldruckpegel im Empfangsraum sind sie in Bild

115 gezeigt.

Bild 114: Schnellepegel im Fernfeld bei Anregung der Duschwanne mit vier Füßen und mit elasti-

scher Zwischenschicht (passive und aktive Körperschall-Isolierung). Aktives System mit Schnelle-

Rückspeisung, Anregung durch Duschbrause-Signal


Bild 115: Schalldruckpegel im Empfangsraum bei Anregung der Duschwanne mit vier Füßen und


Schnelle-Rückspeisung, Anregung durch Duschbrause-Signal

Die Ergebnisse zeigen eine Reduktion der Schnelle im Fernfeld und auch des Schalldruckpegels im

tiefen Frequenzbereich von 31.5 bis ca. 80 Hz. Dabei fällt die Veränderung der Schalldruckpegel

weniger ins Gewicht. Insgesamt ist die Reduktion nicht sehr groß, verglichen mit der Kraftvor-

speisung. Dies kann auch daran liegen, dass die verwendeten Verstärker einen nicht ausreichen-

den Verstärkungsfaktor besaßen. Es zeigt sich aber schon, dass keine signifikante Reduktion

oberhalb 80 Hz auftritt, im Gegensatz zur Kraftvorspeisung, die bis ca. 500 Hz wirksam war. Ein

weiterer Grund für die geringere Wirksamkeit besteht darin, dass das rückgespeiste Signal durch

die elastische Zwischenschicht reduziert wird, und so nicht auf der Empfangsplatte wirksam wird.

Dies wurde auch schon im Modellaufbau beobachtet. Daher wurde bei den folgenden Aufbauten

die Schnelle-Rückspeisung nicht weiter untersucht.

8.3 Messungen an einer Whirlwanne aus Acryl (Hoesch)

Im nächsten Schritt wurden nun reale Quellen untersucht. Dabei sollte es möglich sein, die Quelle

auch selbst zu betreiben. Daher wurden zwei verschiedene Whirlwannen herangezogen, die

durch ihren Pumpenbetrieb als Quellen mit stationärem Anregesignal wirken können. Diese Quel-

len können eine relativ starke Anregung besitzen, so dass sie auch für aktive Körperschallminde-

rungsmaßnahmen in Frage kommen. Als erste Quelle wurde eine Acryl-Whirlwanne der Firma

Hoesch Typ Scelta 1800 x 900 mit Laola Whirl + Air (3671D.010305004), mit den Abmessungen

180 cm x 90 cm x 48 cm verwendet. Diese besaß sowohl eine Wasserpumpe als auch ein Luftge-

bläse. Als Füße wurde dieselbe Konstruktion verwendet, die auch an der Duschwanne eingesetzt

wurde. Diese wurde mittels Kontermuttern am Rahmen der Whirlwanne starr befestigt, siehe Bild

117. Ein Foto der Aufstellung im Senderaum ist in Bild 116 gezeigt. Eine Detailaufnahme des

Wannenfußes mit aktivem Element ist in Bild 117 dargestellt.


Bild 116: Ansicht der Wanne aus Acryl

Bild 117: Aufbau des Fußes an der Acryl-Whirlwanne. Wannenfuß mit passiver und aktiver Kör-

perschall-Isolierung

Die Aufnahme in Bild 117 zeigt die Fußkonstruktion der Wanne. Dabei ist der Wannenkörper

selbst auf einem Stahlprofil aufgelagert, der vom Wannenfuß getragen wird. Die Aggregate der

Whirlwanne sind über Querträger mit diesen Stahlprofilen verbunden. Die Querträger stützen auf

beiden Seiten der Wanne Befestigungsplatten, die die Pumpe und das Gebläse der Whirlwanne

tragen. Die Whirlwanne wurde durch einen Kran abgesetzt. Die Tragbänder sind in Bild 116 zu

sehen.

8.3.1 Whirlwanne aus Acryl mit einem Fuß

Bei der ersten Messung der Acrylwanne wurde nur ein Fuß auf die Bodenplatte abgesetzt. Dieser

war mit einem aktiven System und elastischer Zwischenlage ausgestattet. Alle anderen Füße hat-

ten keinen Kontakt zum Boden. Gehalten wurde die Wanne durch die Tragbänder des Krans, so

dass die Wanne eine horizontale Ausrichtung besaß. Allerdings wurde die Wanne bei diesem

Aufbau nicht mit Wasser gefüllt, da sich dadurch die Lastverteilung und die Lage der Wanne

möglicherweise verändert hätten. Daher wurde die Wanne bei diesem Aufbau mit einem Shaker

und dem Duschbrausesignal angeregt und die Kraft-Vorspeisung verwendet. Die Schnelle im

Fernfeld auf der Bodenplatte ist mit und ohne Anschalten des aktiven Systems in Bild 118 ge-

zeigt.


Bild 118: Schnellepegel im Fernfeld bei Anregung der Whirlwanne (Acryl) mit einem Fuß und mit

elastischer Zwischenschicht (passive und aktive Körperschall-Isolierung). Aktives System mit Kraft-


Die Verwendung der Kraft-Vorspeisung bei der Acryl-Whirlwanne mit einem Fuß in Bild 118 zeigt

eine zum Teil deutliche Reduktion bei tiefen Frequenzen zwischen 31,5 Hz und 160 Hz. Weiter-

hin werden einige Frequenzen bei ca. 400 Hz reduziert. Der Schalldruckpegel im Empfangsraum

diagonal darunter ist in Bild 119 dargestellt.

Bild 119: Schalldruckpegel im Empfangsraum bei Anregung der Whirlwanne (Acryl) mit einem

Fuß und mit elastischer Zwischenschicht (passive und aktive Körperschall-Isolierung). Aktives Sys-

tem mit Kraft-Vorspeisung, Anregung durch Duschbrause-Signal


Im Empfangsraum werden wiederum die tiefen Frequenzen bis ca. 160 Hz zum Teil verringert,

und auch im Bereich von 400 Hz ist eine Reduktion der Pegel festzustellen. Die Absenkung des

A-bewerteten Summenpegels beträgt 2,3 dB(A). In einem zweiten Versuch wurde die elastische

Zwischenlage und der Kunststoff-Träger entfernt, und der Fuß direkt auf die Bodenplatte aufge-

stellt. In diesem Fall konnte der Verstärker nur auf Stufe 3 betrieben werden, ohne die Pegel wie-

der zu erhöhen. Der Schnellepegel im Fernfeld ist bei starrer Konstruktion in Bild 120 dargestellt.

Bild 120: Schnellepegel im Fernfeld bei Anregung der Whirlwanne (Acryl) mit einem Fuß und oh-

ne elastische Zwischenschicht (starre Ankopplung). Aktives System mit Kraft-Vorspeisung, Anre-

gung durch Duschbrause-Signal

Bei der starren Ankopplung wird vor allem die Schnelle im Fernfeld bei den tiefen Frequenzen bis

ca. 80 Hz reduziert. Weitere Reduktionen zeigen sich bei ca. 200 Hz und 400 Hz. Bei den beiden

Spitzen um 125 Hz zeigt sich nur eine geringfügige Reduktion der Schnelle. Der Schalldruckpegel

im Empfangsraum ist in Bild 121 dargestellt.


Bild 121: Schalldruckpegel im Empfangsraum bei Anregung der Whirlwanne (Acryl) mit einem

Fuß und ohne elastische Zwischenschicht (starre Ankopplung). Aktives System mit Kraft-


Auch der Schalldruckpegel im Empfangsraum zeigt eine Reduktion bei tiefen Frequenzen um bis

zu 10 dB. Bei den beiden Spitzen ist die Reduktion wiederum geringer, bei 200 Hz und 400 Hz

tritt wiederum eine deutliche Reduktion auf. Der A-bewertete Schalldruckpegel wird daher nur

um 1,2 dB verringert, da die beiden Spitzen Pegel bestimmend sind.

8.3.2 Whirlwanne aus Acryl mit vier Füßen

Als weiterer Schritt wurde nun die Whirlwanne aus Acryl mit vier Füßen und vier aktiven Syste-

men aufgestellt. In diesem Fall wurde die Wanne mit Wasser gefüllt, so dass der Betrieb der

Whirlwanne möglich war. Als Betriebsmodus wurden Pumpe und Gebläse auf voller Leistung be-

trieben. Die Schnelle im Fernfeld bei Kraftvorspeisung an allen 4 Füßen ist in Bild 122 gezeigt. Al-

le 4 Verstärker wurden auf der gleichen Verstärkerstufe betrieben.


Bild 122: Schnellepegel im Fernfeld bei Anregung der Whirlwanne (Acryl) mit vier Füßen und mit

elastischer Zwischenschicht (passive und aktive Körperschall-Isolierung). Aktives System mit Kraft-

Vorspeisung, Anregung durch Pumpe und Gebläse mit voller Leistung.

Der Betrieb der aktiven Systeme an allen 4 Füßen zeigt eine deutliche Reduktion der Schnellepe-

gel im Fernfeld. Dabei werden die Pegel recht breitbandig von 50 bis 500 Hz deutlich verringert.

Die Reduktion beträgt bis zu 10 dB. Einzig bei ganz tiefen Frequenzen unter 40 Hz tritt eine

Überhöhung durch die Resonanzen der Aktoren auf. Die Schalldruckpegel im Empfangsraum sind

in Bild 123 gezeigt.

Bild 123: Schalldruckpegel im Empfangsraum bei Anregung der Whirlwanne (Acryl) mit vier Fü-

ßen und mit elastischer Zwischenschicht (passive und aktive Körperschall-Isolierung). Aktives Sys-

tem mit Kraft-Vorspeisung, Anregung durch Pumpe und Gebläse mit voller Leistung.


Auch im Empfangsraum wird der Schalldruckpegel durch die aktiven Systeme breitbandig redu-

ziert. Diese beträgt bis zu 6 dB bei einzelnen Frequenzen. Wie bei der Schnelle im Fernfeld wird

bei ca. 40 Hz die Pegel durch die Resonanz der Aktoren erhöht. Der A-bewertete Schalldruckpe-

gel wird im Empfangsraum durch die aktiven Systeme von 31,0 dB(A) auf 28,2 dB(A) um 2,8 dB

verringert. Diese Reduktion bedeutet zum einen eine relativ hohe Reduktion, die akustisch durch-

aus deutlich wahrgenommen wird, zum anderen wird durch die aktive Systeme der Schalldruck-

pegel von über 30 dB(A), der nach DIN 4109 [55] für Installationen nicht zulässig ist auf deutlich

unter 30 dB(A) gedrückt, so dass diese Whirlwanne mit diesem aktiven System nun die Anforde-

rungen erfüllen würde.

8.4 Messungen an einer Whirlwanne aus Stahl-Email (Kaldewei)

Um die oben gewonnenen Ergebnisse nochmals zu verifizieren wurde eine weitere Whirlwanne

untersucht. Es handelt sich dabei um eine Stahl-Email-Whirlwanne der Firma Kaldewei, Typ Mega

Duo Modell 180 mit den Abmessungen 180 cm x 90 cm x 45 cm und mit dem Whirlsystem Vivo

Vario Plus 120 kpl. Die Wanne ist im Einbauzustand in Bild 124 dargestellt.

Bild 124: Ansicht der Whirlwanne aus Stahl-Email

Auch bei dieser Whirlwanne wurden dieselben Füße und dasselbe aktive System verwendet, wie

es in Abschnitt 8.1.2 beschrieben ist. Auch die Aufstellung der Wanne war vergleichbar zur Auf-

stellung der Acryl-Wanne. Da die Unterschiede zwischen aktivem System aus und an bei der

Schnelle im Fernfeld ähnlich zu der im Empfangsraum waren, werden bei allen weiteren Messun-

gen nur noch die Ergebnisse der Schalldruckpegel im Empfangsraum dargestellt. Als Betriebsart

wurden wiederum alle Systeme mit voller Leistung gewählt. Die Ergebnisse des Schalldruckpegels

im Empfangsraum bei Aufstellung mit elastischen Zwischenlagen und Aktivierung aller vier Füße

mit Kraftvorspeisung ist in Bild 125 dargestellt.


Bild 125: Schalldruckpegel im Empfangsraum bei Anregung der Whirlwanne (Email) mit vier Fü-


tem mit Kraft-Vorspeisung, Anregung durch Pumpe und Gebläse mit voller Leistung

Bei der Stahl-Email-Whirlwanne wurden durch das aktive System die Pegel ab ca. 63 Hz aufwärts

etwas verringert. Weiterhin konnte im Frequenzbereich zwischen 250 und 630 Hz eine Reduktion

der Pegel festgestellt werden. Die Pegel wurden von 30,7 dB(A) auf 29,7 dB(A) um 1,0 dB(A) re-

duziert. An dieser Wanne fällt also die Reduktion bei gleicher Verstärkung des vorgespeisten Sig-

nals deutlich geringer aus. Daher wurde vermutet, dass eventuell die Aufstellung der Wanne

selbst einen Einfluss auf die Ergebnisse besitzt. Deshalb wurde die Wanne nochmals neu aufge-

stellt. Die Ergebnisse der Schalldruckpegel vor und nach dem neuen Aufstellen der Wanne sind in





tem mit Kraft-Vorspeisung, Anregung durch Pumpe und Gebläse mit voller Leistung, wiederholte

Aufstellung

Der Vergleich der Messungen nach wiederholter Aufstellung mit denen davor in Bild 126 zeigt

sehr ähnliche Spektren und auch eine sehr ähnliche Wirksamkeit der aktiven Systeme, so dass

man davon ausgehen kann, dass die Messungen eine gute Wiederholbarkeit hatten.

Daraufhin wurden die elastischen Zwischenlagen und die Kunststoff-Halterungen an allen vier

Füßen entfernt und die aktiven Systeme am starren Aufbau dieser Wanne getestet. Die Ergebnis-

se sind in Bild 127 dargestellt.



ßen und ohne elastische Zwischenschicht (starre Aufstellung). Aktives System mit Kraft-

Vorspeisung, Anregung durch Pumpe und Gebläse mit voller Leistung

Die Messung der Schalldruckpegel im Empfangsraum bei starrem Aufbau zeigt eine deutlich hö-

here Wirksamkeit der aktiven Systeme. Oberhalb 50 Hz bis 500 Hz zeigt sich eine durchgehende

Reduktion, die zum Teil Werte von mehr als 10 dB aufweist. Bei ganz tiefen Frequenzen um

40 Hz zeigt sich wiederum eine Überhöhung durch die Resonanz der Aktoren. Der A-bewertete

Schalldruckpegel wird im Empfangsraum von 34,4 auf 32,2 dB(A) um 2,2 dB(A) verringert. Auch

diese Reduktion ist subjektiv deutlich wahrnehmbar. Hier stellt sich wiederum die Frage, warum

die Reduktion der aktiven Systeme im starren Aufbau deutlich größer ausfällt, als dies im Aufbau

mit elastischer Zwischenlage der Fall ist. In Abschnitt 8.5 wird versucht, eine erste Erklärung die-

ses Sachverhalts zu geben.

Um die Wirksamkeit an dieser Wanne für die unterschiedlichen Whirlsysteme darzustellen wur-

den diese einzeln Betrieben und die aktiven Systeme im Aufbau mit elastischer Zwischenlage Un-

tersucht. Für den Betrieb der Pumpe mit voller Leistung sind die Ergebnisse in Bild 128 gezeigt.




tem mit Kraft-Vorspeisung, Anregung durch Pumpe mit voller Leistung

Auch bei Betrieb nur der Pumpe mit voller Leistung war die Reduktion durch die aktiven Systeme

nicht sehr groß, wie dies auch in Bild 125 zu sehen war. Der A-bewertete Schalldruckpegel wur-

de im Empfangsraum von 20,1 auf 18,7 dB(A) reduziert. Für das Gebläse alleine, bei voller Leis-

tung sind die Schalldruckpegel in Bild 129 dargestellt.



tem mit Kraft-Vorspeisung, Anregung durch Gebläse mit voller Leistung


Auch bei Verwendung der aktiven Systeme bei Betrieb des Gebläses mit voller Leistung tritt wie-

derum tendenziell eine geringe Reduktion der Pegel auf. Eine Ausnahme ist bei ca. 90 Hz zu er-

kennen, bei der die Pegel mit aktivem System deutlich geringer sind als ohne. Insgesamt verhält

sich die Reduktion aber ähnlich, wie dies zu erwarten ist, und die Pegel werden von 23,6 dB(A)

auf 22,5 dB(A) reduziert.

Eine weitere Variante bei den Unersuchungen an der Stahl-Email-Whirlwanne war der Einsatz

von Masseringen an den vier Aktoren. Damit wir die Resonanzfrequenz der Aktoren zu tieferen

Frequenzen verschoben, siehe Abschnitt 4.4.2. Der Vergleich der Schalldruckpegel im Empfangs-

raum ohne und mit Masseringen an den Aktoren ist in Bild 130 dargestellt.



tem mit Kraft-Vorspeisung, Anregung durch Pumpe und Gebläse mit voller Leistung. Verwen-

dung einer Zusatzmasse (Ring) an allen Aktoren.

Die Messungen ohne und mit Zusatzmasse an den Aktoren in Bild 130 zeigt geringfügige Unter-

schiede im tiefen Frequenzbereich bei Einsatz der aktiven Systeme, wie dies zu erwarten war.

Dabei treten diese Unterschiede nur unter ca. 100 Hz auf. Bei ca. 50 Hz zeigt sich, dass die akti-

ven Systeme ohne Massering eine Überhöhung erzeugen, die bei den Systemen mit Massering

bei ca. 40 Hz auftritt. Oberhalb dieser aus den Systemen bedingten Unterschiede treten noch

weitere kleine Unterschiede auf. Oberhalb von ca. 100 Hz führen beide Varianten zu sehr ähnli-

chen Ergebnissen. Insgesamt festzuhalten gilt, dass die Wirksamkeit am der Wanne aus Stahl-

Email am geringsten war, an der Duschwanne mit zwei Füßen aber mit einer Verbesserung von

7,9 dB(A) die größte Verbesserung durch die aktiven Systeme am Aufbau mit elastischer Zwi-

schenlage (aktiv + passiv) erzielt werden konnten.


8.5 Unterschiede in der Wannenkonstruktion und Folgerungen für die Wirksamkeit von akti-ven Systemen

Bei den in den Abschnitten 8.2 bis 8.4 beschriebenen Messungen viel auf, dass die Wirksamkeit

der aktiven Körperschall-Isolationen in Verbindung mit der elastischen Zwischenlage (aktives +

passives System) deutlich unterschiedlich ausfiel. Dabei wurden in allen 3 Fällen dieselben Syste-

me eingesetzt und mit denselben Verstärkungsfaktoren gearbeitet. Um dies zu Erklären wurde

für den Modellaufbau und die beiden Whirlwannen der Kraftpegel am Kraftaufnehmer ausge-

wertet. Für den Modellaufbau ist er in Bild 131 dargestellt.

Bild 131: Kraftspektrum im Modellaufbau mit elastischer Zwischenschicht bei Kraft-Vorspeisung

durch das aktive System

Der Kraftpegel im Modellaufbau zeigt keine wesentliche Änderung bei Betrieb des aktiven Sys-

tems. Bei beiden Verstärkerstufen ändert sich der Kraftpegel zum Fall Verstärker aus nicht oder

nur geringfügig. Dagegen wird bei der Acryl-Whirlwanne der Kraftpegel am Kraftaufnehmer

durch das aktive System verändert. Dies ist in Bild 132 gezeigt.


Bild 132: Kraftspektrum am Fuß der Whirlwanne aus Acryl mit elastischer Zwischenschicht bei

Kraft-Vorspeisung durch das aktive System

Bei der Acyl-Whirlwanne steigt der Kraftpegel am Kraftaufnehmer durch die Aktor-Vorspeisung

deutlich an. Dies ist vor allem im Frequenzbereich von ca. 160 bis 400 Hz der Fall. Für die Stahl-

Email-Whirlwanne sind die Ergebnisse der Kraftpegel in Bild 133 dargestellt.

Bild 133: Kraftspektrum am Fuß der Whirlwanne aus Stahl-Email mit elastischer Zwischenschicht

bei Kraft-Rückspeisung durch das aktive System

Bei dieser Whirlwanne, bei der die Wirksamkeit der aktiven Systeme am geringsten war, steigt

die Kraft am Kraftaufnehmer am deutlichsten an. Dies ist im gesamten Frequenzbereich von 63

bis 500 Hz der Fall. Daher wurde nochmals die Konstruktion der Wannen genauer untersucht.


Dabei stellte sich heraus, dass die Acryl-Wanne eine eher Steife Anbindung des Rahmens an die

Wanne besaß. Allerdings stellt das Profil, an das die Füße starr befestigt waren, eine Art Kragarm

dar, der selbst wie eine Feder wirken kann. Bei der Stahl-Emailwanne wurde dagegen eine Fuß-

konstruktion verwendet, die selbst als schalldämmendes Element wirken soll. Diese ist in Bild 134

dargestellt So sind die relativ steifen Fußhalterungen mit dem Wannenkörper nur über Klemm-

verbindungen verbunden. Die beiden Füße sind über eine Gewindestange miteinander verspannt,

die größte Kontaktfläche der Füße unterhalb der Druckteller ist zur Wanne hin durch elastische

Zwischenlagen entkoppelt.

Bild 134: Aufnahme der Fußkonstruktion an der Badewanne aus Stahl-Email. Die Konstruktion

der Füße an der Whirlwanne aus Stahl-Email war vergleichbar.

Damit stellen die Fußkonstruktionen der beiden Whirlwannen eine mehr oder weniger zweifach

elastisch entkoppelte Konstruktion dar, wenn die elastischen Zwischenlagen am Fuß eingesetzt

werden. Das aktive System arbeitet dabei an der Masse zwischen diesen beiden Federn. Ein ein-

faches Modell dieses Aufbaus ist in Bild 135 dargestellt.

Bild 135: Modell eines Wannenfußes mit passiver und aktiver Körperschallisolierung und einem

Federnden Element zwischen Wannenfuß und Wannenkörper

Die Obere Masse stellt hier die Wannenmasse dar. Danach folgt eine Feder, daran anschließend

die Masse des Wannenfußes. An dieser ist der Aktor befestigt. Der Wannenfuß selbst ist über die


elastische Zwischenschicht von der Bodenplatte entkoppelt. Bei Aktivierung des Aktors leitet die-

ser eine Kraft in den Wannenfuß ein, was zu einer Schwingung des Wannenfußes und einer Er-

höhung der Kraft am Kraftaufnehmer führt, die Körperschalleinleitung in die Bodenplatte aber

nur geringfügig verringert. Erst bei starrem Aufbau auf einer Seite, also entweder an der Wanne,

oder am Boden, kann das aktive System die Körperschalleinleitung deutlich reduzieren. Dies kann

beispielhaft Bild 127 mit starrem Aufbau verdeutlichen. Aus praktischen Gründen war es nicht

möglich, weitere Messungen an den beiden Whirlwannen durchzuführen. Dies würde auch in

diesem Projekt zu weit führen, denn damit wären detaillierte Untersuchungen spezieller Quellen

notwendig geworden, die in diesem Grundlagenprojekt nicht vorgesehen waren. Die Messungen

und diese erste Analyse zeigen aber deutlich, dass die Wirksamkeit der aktiven Systeme stark von

den verwendeten Quellen und deren Strukturen abhängt.

8.6 Zusammenfassung

Die Messungen im Installationsprüfstand, der einer bauähnlichen Situation entspricht, haben be-

stätigt, dass das untersuchte aktive System bei Verwendung der Kraft-Vorspeisung ein hohes Po-

tential zur Reduktion der Körperschalleinleitung aufweist. Dabei führte diese Reduktion der Kör-

perschalleinleitung entsprechend auch zu einer zum Teil deutlichen Reduktion der Schalldruckpe-

gel im Empfangsraum, was der Schallübertragung in einen fremden Raum im Bau entspricht. Die

erzielbare Reduktion des A-bewerteten Schalldruckpegels ist stark vom Anregungsspektrum so-

wie von der gesamten Übertragungssituation abhängig. Trotzdem wurde dieser Wert herange-

zogen, um das Potential der aktiven Körperschallisolierung im Bau mit einer gängigen Größe zu

beschreiben. Da das aktive System der Kraft-Vorspeisung zu einer systembedingten Überhöhung

bei der Resonanz der Aktoren führt, war ebenso wesentlich bei der Beurteilung durch den A-

bewerteten Schalldruckpegel, wie stark ausgeprägt diese Überhöhung im Vergleich zu anderen

Frequenzen war. Dies führte zu großen Unterschieden in der Reduktion der A-bewerteten Schall-

druckpegel durch das aktive System. Für alle in diesem Kapitel beschriebenen Aufbauten lag die

Verbesserung zwischen 1,0 dB(A) für die Whirlwanne aus Email und 7,9 dB(A) für den Aufbau

der Duschwanne mit zwei Füßen. Die Ergebnisse für die Whirlwannen, vor allem der Whirlwanne

aus Stahl-Email sind durch die Konstruktion der Wannenfüße, die selbst akustisch von der Wanne

entkoppelt sind, begrenzt. Bei Einsatz eines aktiven Systems muss die Konstruktion der Quelle

auch berücksichtigt werden. Es ist zu vermuten, dass das aktive System eine deutlich größere Re-

duktion aufweist, wenn die Wanne selbst starr konstruiert ist. Für den Einsatz von aktiven Syste-

men bedarf es hier natürlich noch einer Abstimmung. Vor allem die Ergebnisse an der Dusch-

wanne mit starrer Fußkonstruktion zeigen aber, dass mit dem aktiven System eine sehr deutliche

Reduktion der Körperschalleinleitung möglich ist.

9 Zusammenfassung

In dieser Arbeit wird die Verbesserung des baulichen Schallschutzes durch aktive Körperschalliso-

lation haustechnischer Anlagen beschrieben. Die Untersuchungen basieren auf einem einfachen

Modellaufbau, bei dem ein elektrodynamischer Schwingungserreger als Inertial-Aktor eingesetzt

wird. Als Sensoren werden vor allem piezo-elektrische Sensoren verwendet, der Einsatz von al-

ternativen Sensoren wird aber auch beleuchtet. Der Modellaufbau ist abgeleitet von einfachen

Befestigungselementen, die vor allem bei Sanitärinstallationen im Bau eingesetzt werden. Als

Kontroll-Methode werden die klassischen Größen der Schnelle-, Beschleunigungs- und Auslen-


kungsrückspeisung (Feedback) sowie der Kraft-Vorspeisung (Feed forward) verwendet. Die Signa-

le werden mittels analoger Verstärkung verstärkt und in ihrer Phase gedreht, eine digitale Signal-

verarbeitung wurde nicht eingesetzt. Die aktiven Systeme werden lokal an den Verbindungsele-

menten der Quellen eingesetzt, sie sind autonom und bei Verwendung mehrerer Systeme nicht

vernetzt.

Zuerst werden die Grundlagen von Körperschall, der passiven und aktiven Körperschallisolierung

und die Grundlagen der verwendeten Kontroll-Methoden beschreiben. Danach wird der Mo-

dellaufbau mit seinen Komponenten dargestellt. Voruntersuchungen an den verwendeten Quel-

len und der Empfangsstruktur zeigten, dass sich die verwendeten Sanitärinstallationen im Mas-

sivbau als Kraftquellen beschreiben lassen. Dies entspricht auch dem Verhalten des Modellauf-

baus, so dass der gewählte Modellaufbau als realitätsnah bestätigt werden konnte.

Bei den Untersuchungen am starren Modellaufbau wurden die klassischen Kontroll-Methoden

untersucht. Die Messungen zeigten, dass das Verhalten der Systeme, wie es die Theorie vorher-

sagt, bestätigt werden konnte. Die Schnellerückspeisung führt zu einer Erhöhung der Dämpfung

der Strukturresonanzen. Die Auslenkungsrückspeisung führt zu einer Verschiebung der Reso-

nanzfrequenzen zu höheren Frequenzen, konnte aber nur bei wenigen Resonanzen festgestellt

werden. Die Beschleunigungsrückspeisung führte dagegen zu einer geringfügigen Reduktion der

Resonanzfrequenzen. Die Kraft-Rückspeisung bewirkte eine geringfügige Reduzierung des

Schnellepegels bei den Resonanzfrequenzen. Allerdings traten hier schon bei einer geringen Ver-

stärkung Stabilitätsprobleme auf.

Bei der untersuchten Kraft-Vorspeisung zeigte sich eine über den gesamten tiefen Frequenzbe-

reich reichende Reduzierung der Schnelle auf der Empfangsplatte, wie dies auch die Theorie vor-

hersagt. Bei der Resonanz des Aktors (bei ca. 50 Hz) wurde eine Überhöhung des Signals festge-

stellt, da hier die Phase gedreht wird. Dieses Problem trat bei allen Messungen auf. Prinzipiell

könnte durch Filterung der Signale hier eingegriffen werden, in diesem Projekt wurde stattdessen

die Resonanz des Aktors durch Erhöhung der Masse aus dem bauakustisch relevanten Frequenz-

bereich auf unter 50 Hz geschoben. Sollte es zum Einsatz eines solchen Systems kommen, muss

dieser Resonanz Aufmerksamkeit geschenkt werden und eventuell weitere Maßnahmen getrof-

fen werden, um dieses Problem zu entschärfen.

Das Einbringen der elastischen Zwischenlage in den Aufbau bewirkte eine Überhöhung des ein-

geleiteten Signals bei der Resonanzfrequenz des elastischen Aufbaus. Oberhalb der Resonanz er-

gibt sich die gewünschte deutliche Reduzierung des Schnellepegels auf der Empfangsplatte bis

ca. 1000 Hz, bei der das Hintergrundgeräusch erreicht wird. Die Kombination von aktiver und

passiver Körperschallisolierung (KSI) zeigt bei Schnellerückspeisung nur geringe Wirkung und Re-

duktion des Schnellepegels auf der Empfangsplatte. Es wird vermutet, dass die Wirkung des Ak-

tors durch die elastische Zwischenschicht selbst gemindert wird. Die Kraftvorspeisung dagegen

ermöglicht eine deutliche Reduktion des Schnellepegels im gesamten Frequenzbereich mit Aus-

nahme der Eigenresonanz des Aktors. Ab einer bestimmten Verstärkung wird der Schnellepegel

auf der Platte erhöht. Es wird vermutet, dass der Aktor dann das Primärsingnal überkompensiert

und zur dominierenden Schallquelle wird.

Weiterhin wurde untersucht, wie die Ergebnisse am Modellaufbau auf reale Quellen und eine re-

ale Gebäudesituation übertragbar sind. Hierzu wurde ein realitätsnahes Anregesignal verwendet,


das deutlich tieffrequenter ist. Für diesen Aufbau wurde das Einfügungsdämm-Maß bestimmt

sowie die eingeleitete Körperschall-Leistung gemessen und A-bewertet. Die Ergebnisse zeigen

das hohe Potential der Körperschall-Isolierung durch ein aktives System, auch in Verbindung mit

einem passiven Element. Das passive Element reduziert den A-bewerteten Summenschallleis-

tungspegel des starren Aufbaus von 56,6 dB(A) um 6,7 dB(A) auf 49,9 dB(A). Das weitere Zu-

schalten des aktiven Systems (passiv + aktiv) bewirkt eine weitere Reduzierung um 7,4 dB(A).

Damit erreicht das passive + aktive System eine Gesamtverringerung der Körperschall-Leistung

von 14,1 dB(A). Hierbei fand die Kraft-Vorspeisung Anwendung, die das größte Potential für die

aktive Körperschallisolation aufweist.

Weitere Messungen im Installationsprüfstand und an realen Quellen haben bestätigt, dass das

untersuchte aktive System bei Verwendung der Kraft-Vorspeisung ein hohes Potential zur Reduk-

tion der Körperschalleinleitung besitzt. Hier wurde auch die Reduktion der Schalldruckpegel in

einem Empfangsraum einer bauähnlichen Übertragungssituation berücksichtigt. Die erzielbare

Reduktion des A-bewerteten Schalldruckpegels ist stark vom Anregungsspektrum sowie von der

gesamten Übertragungssituation und dem Einfluss der Überhöhung des Signals bei der Aktor-

Resonanz abhängig. Diese Einflüsse führten zu großen Unterschieden in der gemessenen Reduk-

tion der A-bewerteten Schalldruckpegel durch das aktive System. Für alle beschriebenen Aufbau-

ten lag die Verbesserung zwischen 1,0 dB(A) für die Whirlwanne aus Email und 7,9 dB(A) für den

Aufbau der Duschwanne mit zwei Füßen. Die Ergebnisse für die Whirlwannen sind durch die

Konstruktion der Wannenfüße beeinflusst. Für den Einsatz von aktiven Systemen bedarf es hier

einer Abstimmung. Die Ergebnisse zeigen, dass mit dem verwendeten einfachen aktiven System

mit Kraft-Vorspeisung eine sehr deutliche Reduktion der Körperschalleinleitung möglich ist. Dabei

erscheint die Kombination von aktiven und passiven Maßnahmen sinnvoll, da die passiven Maß-

nahmen die höheren Frequenzen abdecken, das aktive System dagegen tieffrequent wirksam ist

und sich beide Systeme gut ergänzen.

Die Ergebnisse dieser Arbeit sollten Anlass geben, die verwendeten Strategien zur Reduktion der

Körperschalleinleitung von haustechnischen Anlagen zu überdenken und den Einsatz von aktiven

Systemen mit in Betracht zu ziehen. Die Ergebnisse zeigen ein großes Potential für die Reduktion

der Körperschalleinleitung von Installationen auf, das in Zukunft genutzt werden könnte, um die

Körperschalleinleitung von Installationen deutlich zu reduzieren und die akustische Situation in

Gebäuden zu verbessern. Ob und wie aktive Systeme Anwendung finden werden, ist dagegen

von vielen Faktoren, vor allem den Kosten und Verlässlichkeit der Systeme abhängig. Deshalb

wird es auf die spezielle Situation und Anwendung ankommen, in der sich die aktive Körper-

schallisolation durchsetzen kann.


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[55] DIN 4109: Schallschutz im Hochbau; Anforderungen und Nachweise; November 1989


11 Anhang

A: Weitere Messergebnisse

Anhang A1: Ausschnitt des Schnellepegels im Fernfeld bei der Resonanzspitze 586 Hz (für den

Aufbau ohne elastische Zwischenlage) bei Schnellerückspeisung. Dargestellt sind die Pegel für

verschiedene Verstärkungen des Rückspeisesignals.


B: Verwendete Messgeräte

Multikanal-Analysesystem, Head Acoustics, SQlab III 3502 MMMIII

Echtzeit Analysator, Norsonic, Typ 840

Echtzeit Analysator, Norsonic, Typ 830

Beschleunigungsaufnehmer, Brüel & Kjær, Typ 4383



Kraftaufnehmer, Brüel & Kjær, Typ 8200

Mikrofon, GRAS, Typ 26CA

Mikrofon, Brüel & Kjær, Typ 4179

Mikorfonvorverstärker, Brüel & Kjær, Typ2660

Ladungsverstärker, Brüel & Kjær, Typ 2635

Ladungsverstärker, Brüel & Kjær, Typ Nexus 2602

Inertialshaker, Data Physics,Typ IV40

Mini-Shaker (Schwingerreger), Brüel & Kjær, Typ 4810

Leistungsverstärker (für Aktor), Brüel & Kjær, Typ 2706

Leistungsverstärker, Klein + Hummel, Typ AK240

Körperschallkalibrator, Brüel & Kjær, Typ 4294


C: 3D-Prüfstand zur schalltechnischen Kennzeichnung von Sanitärinstallationen und

technischen Geräten


D: Datenblatt der Firma ION für Geophon Typ SM-7/U-B 10 Hz


E: Datenblatt der Firma HBM für DMS Typ K-XY33-6/350


F: Datenblatt der Firma HBM für DMS-Verstärker Typ RM 4220

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Moritz Späh, Lutz Weber, Benjamin Hanisch Verbesserter … · 2011. 11. 16. · 4.6.3 Kraft-Sensoren auf Dehnungsmessstreifen-Prinzip (DMS) 38 4.6.4 Elektro-dynamische Sensoren 40